Подшипники сухого трения - Воронков Б.Д.

Автор: Воронков Б.Д.
Теги: детали машин передачи (механические) подъемно-транспортное оборудование крепежные средства смазка общее машиностроение машиноведение машиностроение механика
Год: 1979
Похожие
Подшипники качения. Справочник
Подшипники качения
Детали машин
Текст
                    Б.Д. ВОРОНКОВ
ПОДШИПНИКИ
СУХОГО
ТРЕНИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
Б.Д. ВОРОНКОВ
ПОДШИПНИКИ
СУХОГО
ТРЕНИЯ
Издание 2-е,
переработанное
и дополненное
ЛЕНИНГРАД
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»
ЛЕНИНГРАДСКОЕ ОТДЕЛЕНИЕ
1979
ББК 34.445
В75
УДК 621.822.9
Р е деазеит дчр техн, «жук К. Н. Явленский
Воронков Б. Д.
В75 Подшипники сухого трения. — 2-е изд.» перераб. и доп. —
Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1979. — 224 с.» ил,
80 к.
В книге обобщен опыт по исследованию, конструированию и расчету подтип*
ников скольжения и качения, работающих без смазки, а также в контакте с агрес*
сивными средами. Подшипники классифицированы в зависимости от использован*
ных антифрикционных материалов, которые определяют их конструктивные и экс*
плуатационные особенности. Даны примеры конструкций подшипников и рассмот*
рены отдельные вопросы технологии их изготовления.
В отличие от первого издания (1968 г.) в книгу введены дополнительные раз*
делы по подшипникам из углепластиков, карбидокремииевых композиций, металло*
полимерных материалов, металлических сплавов и покрытий.
Книга рассчитана на инженерно-технических работников конструкторских
бюро, научно-исследовательских институтов и заводов, Она может быть также
полезна студентам машиностроительных вузов.
о|оло__781
В ооо/о.х -7П 13—80. 2702000000
Uoo(UI)— /У
ББК 34.445
6П5.3
© Издательство «Машиностроение», 1979 г.
Предисловие
Качество и эффективность машин и агрегатов непосред<
ственно связаны со всемерным увеличением сроков службы и на-
дежности разрабатываемого оборудования. Увеличение сроков
службы ведет к уменьшению затрат на ремонт, обслуживание,
производство нового оборудования. Одним из основных факто-
ров, влияющих на безотказность, долговечность, ремонтопригод-
ность оборудования, является работоспособность подшипников,
работающих в тяжелых условиях без смазки и при смазке агрес-
сивной средой, что способствует коррозионно-механическому
изнашиванию.
Со времени выхода в свет 1-го издания книги «Подшипники
сухого трения» (1968 г.) подшипники без смазки получили рас-
пространение во всех без исключения отраслях техники. Разра-
ботаны вновь и эксплуатируются подшипники из силицирован-
ного графита, углепластиков, металлофторопластовой ленты,
твердых сплавов и наплавочных материалов. Благодаря приме-
нению этих новых материалов значительно расширилось исполь-
зование подшипников, например в абразивосодержащих запы-
ленных средах, в агрессивных маловязких жидкостях и газах,
при высоких температурах, в вакууме и т. п. Кроме того, за эти
годы рядом организаций созданы новые конструкции подшипни-
ков сухого трения, проведены их испытания, разработаны руко-
водящие технические материалы и отраслевые стандарты. Со-
здана крупногабаритная аппаратура с перемешивающими уст-
ройствами, насосы, газодувные машины, компрессоры и другое
оборудование с опорами, работающими без смазки и в агрес-
сивных средах. Появилось большое количество авторских сви-
детельств и патентов на конструкции подшипников и новые
антифрикционные материалы, способные работать в режиме
сухого трения. Ведущие научно-исследовательские организации,
такие как Имаш АН СССР, ИПМ АН УССР, НИИграфит,
ВНИПП и др., разработали и внедрили в производство новые
самосмазывающиеся материалы и композиции, позволившие
создать подшипники для экстремальных условий работы. Все
это обусловило необходимость переработки материала 1-го из-
дания книги как частично устаревшего и дополнения его новыми
данными. Введено пять новых параграфов по подшипникам из
углепластиков, карбидокремниевых композиций, металлополи-
мерных материалов, металлических сплавов.
Целесообразность переиздания книги «Подшипники сухого
трения» выявилась также в связи с многочисленными запросами
организаций и отдельных специалистов, поступавшими к автору
после выхода в свет первого издания по проектированию, изго-
товлению и эксплуатации подшипников сухого трения и отсут-
ствием необходимых сведений в литературе.
Автор
1*
з
Глава I. ОСНОВЫ ТЕОРИИ И РАСЧЕТА
ПОДШИПНИКОВ
1.	ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ СОВРЕМЕННОЙ НАУКИ ОБ ИЗНОСЕ
В последние годы проблема повышения износостойкости де-
талей машин, в частности подшипников, все больше увязы-
вается с развивающейся теорией внешнего трения, разработкой
теоретических основ изнашивания, стандартизацией методов ис-
пытаний на износостойкость, созданием аналитических методов
расчета.
Широкое распространение получила усталостная теория из-
носа И. В. Крагельского, по которой поверхность трения раз-
рушается от многократно повторяющегося процесса передефор-
мирования поверхностных слоев [42, 44]. Эта теория предпола-
гает наличие на поверхности трущихся тел пленки, которая раз-
деляет их и обеспечивает положительный градиент механических
свойств по глубине тела,
daxldz>Qt	(1)
где ах— разрушающее напряжение в направлении плоскости
скольжения; z—координата, перпендикулярная к плоскости
скольжения.
Работа подшипников без смазки протекает при взаимодей-
ствии поверхностей с сухим трением. В отличие от подшипников
жидкостного трения контактирующие поверхности не разделены
искусственно созданной масляной пленкой, полностью устраняю-
щей контакт между ними. Однако при сухом трении трущиеся
материалы также не вступают в непосредственный контакт друг
с другом. В реальных условиях поверхность трения адсорбирует
газы, пары, влагу окружающей среды, а также зачастую бывает
покрыта окисным слоем. Даже незначительное присутствие этих
веществ, удаление которых полностью произвести чрезвычайно
трудно, совершенно изменяет картину трения. Ф. П. Боуден
с сотрудниками измерили коэффициенты трения для чистых ме-
таллов [8]. С их поверхности атомы воздуха и окисные пленки
были удалены нагреванием в вакууме. Полученные значения
коэффициента трения колебались от 1 до 5, а для некоторых
пар достигали 10 и выше, тогда как в обычных условиях они
составляли менее 1. Поэтому при нормальных условиях трения
окисные слои выступают в роли твердого смазывающего веще-
ства. Таким же образом действуют и специально внесенные
в зону трения твердые и газообразные вещества, разделяющие
контактирующие поверхности и уменьшающие трение и изна-
шивание. В связи с этим сухое трение в реальных условиях сле-
дует рассматривать как взаимодействие трущихся поверхностен
с твердыми и газообразными смазывающими веществами, обра-
зующими на их поверхности пленки.
Пленки препятствуют глубинному вырыванию нижележащих
слоев, однако не защищают от деформации, возникающей при
скольжении выступов микрошероховатости контртела (вала).
Материал подшипника испытывает повторно чередующиеся
волны сжатия и растяжения на каждом участке контакта, т. е.
подвергается сжимающим и растягивающим напряжениям. Та'
кая периодическая нагрузка приводит к усталостному разруше-
пию поверхности, т. е. износу подшипника. Мерой износа слу-
жит интенсивность изнашивания.
Интенсивность изнашивания
I = tPalPr*	(2)
где ра — давление на площадь, ограниченную внешним конту-
ром контакта вала и подшипника (номинальное давление);
рг — фактическое давление на сумму площадей реальных пятен
касания; i — удельная интенсивность изнашивания. Она равна
количеству отделившегося вещества при износе на единицу фак-
тической площади контакта при перемещении на расстояние,
равное протяженности пятна касания в направлении сколь-
жения.
Удельная интенсивность изнашивания при взаимодействии
жесткого шероховатого вала с деформируемой поверхностью
подшипника определяется по формуле
где h/R — отношение глубины h внедрения шероховатой поверх-
ности вала в гладкую поверхность подшипника к среднему ра-
диусу неровности R. При упругом контакте =	-4-0,001?
/?! — множитель, определяемый геометрической конфигурацией
и расположением по высоте единичных неровностей на поверх-
ности твердого тела (61 = 0,18-4-0,22); п — число циклов де-
формаций, которое сообщается подшипнику для отделения из-
носившегося материала.
Число циклов п определяют из экспериментов на фрикцион-
ную усталость или по формуле
гле пв — предел прочности; f—коэффициент трения.
Показатель t зависит от смазки и механических свойств тру-
щихся тел. В условиях упругого контакта он может составлять
10—15. Подставляя формулу (3) в (2) получим для интенсив-
ности изнашивания формулу
' = (5)
5
Интенсивность изнашивания / в зависимости от контактного
взаимодействия трущегося сопряжения изменяется от 10-3 до
10~13. И. В. Крагельский классифицировал значения / следую-
щим образом: для упругого взаимодействия /= 10-13 4- 10-5,
для пластического — /= 10-5 4- 10-3, а для микрорезания —
/ Z> Ю-3. Для подшипников сухого трения с твердыми смазоч-
ными покрытиями интенсивность изнашивания составляет / —
= 10-8. Режим микрорезания соответствует абразивному изна-
шиванию. Всего введено девять классов износостойкости—от О
до 9-го в соответствии с интенсивностью изнашивания. Классы
износостойкости следующие:
0	 1-й	 2-й	 3-й	 4-й	 5-й	 6-й	 7-й	 8-й	 9-й		. . от 10"*’ • •	10Z . . от 10 ° . . от 10"! . . от 10"! . . от 10 . . от 10 . . от 10 . . от 10 . . от 10	1Л-13 Д0 S--2 до 10 до ю до ю;! до 10 до 10 до 10_5 ДО Ю ,	
		ДО	10
Классы износостойкости	позволяют	использовать расчетные	
методы для определения срока службы подшипников и сокра-
тить объем испытаний на долговечность.
В нормальном рабочем режиме подшипника при износостой-
кости от 0 до 6-го класса обеспечивается упругое контактное
взаимодействие элементов пары трения с микронеровностями
на площадках контакта, полученными в результате приработ-
ки и соответствующими условиям трения: давлению, скорости
скольжения и температуре окружающей среды. С изменением
условий трения меняются и микронеровности. Для пары трения
устанавливается присущая ей шероховатость при данных усло-
виях работы. При предельном состоянии подшипника, когда его
дальнейшая эксплуатация должна быть прекращена или воз-
можно его повреждение, наступает пластическое контактное
взаимодействие при износостойкости от 7 до 8-го классов.
Пластическая деформация происходит в том случае, если
давление в месте контакта превышает предел текучести, и про-
исходит до тех пор, пока площадь поверхности контакта не ока-
жется достаточной для восприятия нагрузки. Пластический кон-
такт сопровождается увеличением температуры трения, ката-
строфическим изнашиванием и задиром.
Полная площадь поверхности контакта Аа определяется вы-
ражением
Aa = N/cfri	(6)
где N — нагрузка па подшипник; ат — предел текучести ме-
талла.
6
Для скольжения поверхностей вала и подшипника друг от-
носительно друга места контакта испытывают деформацию
среза под действием силы
Г = Лахср,	(7)
где Тер — предел прочности на срез.
Сила трения сухих поверхностей из уравнений (6) и (7)
равна
=	(8)
где
f •	(9)
Из выражения (8) видно, что сила трения F не зависит от
геометрической площади контакта
порциональна нагрузке. Таким
образом, формулируется первый
закон трения Амонтона. Из фор-
мулы (9) вытекает формули-
ровка второго закона трения
Амонтона: коэффициент трения
не зависит от нагрузки, а зависит
от физико-механических свойств
трущихся материалов.
На рис. 1 показано измене-
ние коэффициента трения тонкой
пленки окиси свинца в зависимо-
сти от ее толщины. С ростом
толщины пленки для мягких ме-
Рис. 1. Зависимость коэффициента
трения f от толщины пленки ма-
териалов А:
/ — мягкого металла; 2 —суспензии фторо-
пласта с фенолформальдегидной смо-
лой
таллов возрастают фактическая
площадь контакта (ат->тсР) и коэффициент трения. При слиш-
ком тонкой пленке полимерной сухой смазки коэффициент тре-
ния выше из-за контакта металлических микронеровностей, не
покрытых пленкой. При толстой пленке ухудшается теплоотвод,
происходит интенсивное изнашивание пленки, коэффициент тре-
ния также возрастает. Таким образом, существуют оптимальные
толщины пленки сухого смазывающего вещества, обеспечиваю-
щего более продолжительный срок службы подшипника сухого
трения. При оптимальных пленках (менее 10 мкм) поверхности
контакта в 10—100 раз больше, поверхностный слой ослаблен
и обеспечивает высокую гладкость поверхности трения при при-
работке, а физико-механические процессы, протекающие в очень
тонких поверхностных слоях-пленках, определяют трение и из-
нос подшипника сухого трения. Роль пленок в изнашивании
особенно выявилась с открытием явления избирательного пере-
носа при трении.
Явление избирательного переноса при трении было открыто
Д. Н. Гаркуновым и И. В. Крагельским в 1956 г. в паре трения
7
бронза — сталь, смазываемой спиртоглицериновой смесью [24,
66]. Исследования показали, что трение в этом случае сопро-
вождается резким снижением износа фрикционного сопряжения
и характеризуется выделением почти чистой меди на поверх-
ность стали. Установлено, что избирательный перенос — вид тре-
ния, обусловленный самопроизвольным образованием в зоне
контакта в результате окислительно-восстановительных реакций
тонкой металлической неокисляющейся пленки, обладающей
низким сопротивлением сдвигу и неспособной накапливать дис-
локации. В дальнейшем работами исследователей были выяв-
лены некоторые закономерности этого явления [36, 45, 54], оп-
ределяющие безызносность узлов трения, работающих в уста-
новившемся режиме. К ним относится отсутствие окисных пле-
нок в процессе трения, восстанавливаемых продуктами деструк-
ции смазывающих веществ (альдегидами, водородом и др.),
способность дислокаций в тонкой металлической пленке сво-
бодно выходить на поверхность, которая обусловлена повышен-
ной концентрацией вакансий и отсутствием энергетического
барьера в виде окисных пленок, образование трибоэлектриче-
ских полей в зазоре, удерживающих частицы, и квазиожижен-
ного слоя, способного многократно деформироваться без разру-
шения.
Накоплен положительный опыт по применению избиратель-
ного переноса при трении как способа повышения износостой-
кости и надежности работы трущихся деталей машин практи-
чески во всех отраслях машиностроения. К нему относятся при-
менение жидких и пластичных смазочных материалов в узлах
трения бронза — сталь и бронза — хромовое покрытие, латуни-
рование одного из элементов пары трения сталь — сталь и ис-
пользование смазок, вызывающих избирательный перенос в ла-
тунном слое, применение металлоплакирующих смазывающих
веществ в узлах трения сталь — сталь, выделяющих пленку на
стальных поверхностях, применение металлокерамических ком-
позиционных (с медью) материалов и пластмасс с наполни-
телями.
Известные способы использования эффекта избирательного
переноса для нанесения смазывающих металлических пленок на
подшипники скольжения оказались недостаточно эффективными
при коррозионно-механическом виде изнашивания. Коррозион-
но-механическое изнашивание подшипников, проявляющееся при
трении в химическом взаимодействии со средой, наблюдается
в насосах, перекачивающих кислоты и щелочи, в аппаратуре
с перемешивающими устройствами и др. В химическом обору-
довании подшипники изготавливают из коррозионно-стойких
материалов, а смазывание их производится водой, бензином, ме-
танолом и другими химическими продуктами, большей частью
представляющими собой кислый или щелочной электролит.
В рабочих химических средах, образующих растворы солей меди
о
и применяемых для смазывания, бронзы подвергаются избира-
тельной коррозии, имеющей, как и процесс избирательного
переноса, электрохимическую природу и, следовательно, непри-
годны для использования. Бронзы, латуни и другие медесодер-
жащие сплавы не могут быть также использованы для изготов-
ления подшипников в химических производствах там, где попа-
дание меди в перерабатываемый продукт снижает его качество.
Например, в синтетическом каучуке допускается содержание
меди не более 0,0003%.
Автором с сотрудниками предложен способ непрерывного на-
несения в процессе работы слоя меди на поверхность подшип-
ников скольжения в химических средах — кислых электролитах
[15], чем обеспечивается эффект избирательного переноса в этих
условиях. Исследование проводили на машине трения МТК-2
с пультом управления, позволяющей в широком диапазоне из-
менять коррозионную активность среды, температуру, нагрузку,
скорость скольжения образцов. Отличительной особенностью
машины МТК-2 от других подобного типа является полная гер-
метизация ее рабочего пространства, что позволяет использо-
вать при испытаниях самые различные агрессивные среды без
ухудшения санитарно-гигиенического состояния помещения.
Объектом испытаний явились кольца торцового уплотнения
размерами 54 X 43 X 8 мм, выполненные из металлокерамиче-
ского твердого сплава ВК6. Обоймы, в которые устанавливали
кольца, изготовляли из медесодержащих сплавов, в том числе
бронз, латуней, а также хромоникелевых сталей, содержащих
в своем составе медь, например из среднелегированной медью
стали Х32Н8М2Д2 (ЭП528) или 12Х18Н10Т (до 0,3% Си). Из-
нос колец в кислой (серная кислота) и в щелочной среде (едкий
натр) приведен в табл. 1. Анализ этих результатов показал, что
в щелочи трение сопровождается износом колец и точечной кор-
розией на поверхности их контакта. В серной кислоте прояв-
ляется эффект безызносности из-за образования на поверхности
Таблица 1. Износ образцов из твердого сплава ВКб
в химических средах
Химическая среда	Условия испытания	Износ линейный, мм	
		Кольцо вращающееся	Кольцо неподвижное
10%-ный раствор едкого натра	Давление 3,86 кгс/см2, скорость скольжения 7,3 м/с, температура среды 20 °C, время испытаний 183 ч	0,006	0,01
5%-ный	раствор серной кислоты		Нет (избирательный перенос)	
9
трения медной пленки толщиной несколько микрометров нали-
чие Которой легко установить спектральным анализом. Частицы
осажденной меди в зазоре трущихся деталей проникают в пси
верхностный слой, образуя с ним прочную связь.
Способ нанесения слоя меди на поверхность трения в кислом
электролите состоит в том, что медное покрытие в процессе тре-
ния образуется за счет термоэлектродвижущей силы (ТЭДС)
при контактировании сплавов, содержащих в своем составе
медь. * В основе термоэлектрохимического процесса лежит эф-
фект Зеебека, состоящий в том, что в замкнутой электрической
цепи из разных материалов возникает ТЭДС, если в местах кон-
тактов поддерживается разная температура. При проведении
опыта одним из контактов электрической цепи является фрик-
ционный контакт, другим — электрически замкнутые через сма-
зывающее вещество (электролит) поверхности деталей, не уча-
ствующие в трении. Известно, что ТЭДС зависит только от тем-
ператур горячего 7\ и холодного Т2 контактов и от природы ма-
териалов. На фрикционном контакте создается температура 1\,
определяющая разность температур Л— Т2, где Т2 — темпера-
тура смазывающего материала. В этом случае ТЭДС
е = а(Т1-Т2),	(10}
где а — удельная ТЭДС, мкВ/гр ад.
Удельная ТЭДС определяется материалами, из которых
состоит электрическая цепь, например для меди а =
= + 3,2 мкВ/град, для железа а = -Т 15 мкВ/град. В процессе
трения в кислой среде происходит нарушение теплового равно-
весия, смещается электродный потенциал, образуется разность
потенциалов. Вследствие высокой температуры трущаяся по-
верхность приобретает более положительный потенциал, а по-
верхности обойм из медесодержащих сплавов — менее положи-
тельный или отрицательный. В результате возникновения ТЭДС
медь с поверхности обойм переходит в раствор, а из раствора,
присоединяя свободные электроны в зоне контакта, ионы меди
осаждаются па трущихег поверхностях в виде медной пленки по
уравнению
Си++ + 2е-> Си0.	(11)
Образующееся на трущихся поверхностях медное покрытие
защищает их от изнашивания, уменьшает коэффициент трения.
В процессе работы узла трения и избирательного переноса меди
на сопряженную поверхность медная пленка поддерживается
автоматически. Она разделяет трущиеся поверхности и обеспе-
чивает положительный градиент механических свойств по глу-
бине.
* Авт. свид. № 378538,
10
Похожие электрохимические процессы, активизируемые тре-
нием и происходящие в слабом электролите — глицерине — при
трении пары сталь—медный сплав [24, 66], позволяют объяс-
нить износостойкость пар трения при избирательном переносе.
Применение в качестве медесодержащих сплавов сталей, леги-
рованных медью, является значительным резервом экономии де-
фицитной меди в сравнении с бронзами и латунями.
В общем случае установлено, что необходимыми условиями
возникновения режима избирательного переноса при трении яв-
ляются содержание в смазывающем материале ионов меди и
водорастворимых кислот, которые обеспечивают кислотность
среды с pH < 7. В щелочных средах с pH > 7 избирательного
переноса меди на поверхность трения не происходит. Следова-
тельно, при трении в режиме избирательного переноса одновре-
менно с защитой от изнашивания поверхности трения медной
пленкой идут процессы коррозии деталей трения и других, со-
прикасающихся со смазываемым материалом, так как оба эти
процесса имеют электрохимическую природу. Вследствие элек-
трохимической коррозии, сопровождающей избирательный пе-
ренос, его применение может быть ограничено коррозионной
стойкостью материалов узлов трения, особенно выполненных из
углеродистых сталей и чугунов.
Реализация способа нанесения пленки меди при трении
в кислых электролитах открывает большие возможности для
применения этого явления в оборудовании, содержащем пары
трения из коррозионно-стойких материалов, не имеющих в своем
составе меди и склонных к схватыванию.
Аустенитные коррозионно-стойкие стали 12Х18Н10Т,
10Х17Н13М2Т и др. недостаточно износостойки, склонны к за-
дирам и схватыванию при трении. Большинство способов упроч-
нения их поверхностных слоев не приводит к существенному
улучшению антифрикционных свойств или снижает коррозион-
ную стойкость. Стали аустенитного класса в отличие от угле-
родистых сталей не подвержены омеднению по способу контакт-
ного вытеснения меди из растворов ее солей без специальной
химической обработки (травление в щелочном растворе с по-
следующей кислотной обработкой). Однако омеднение поверх-
ностей трения этих сталей становится возможным в процессе
трения, т. е. в динамических условиях, которые способствуют
возникновению ТЭДС. Для достижения этого в воду, служащую
смазкой подшипника, добавляют водные растворы солей меди.
В табл. 2 приведены результаты испытаний колец торцового
уплотнения на различных режимах работы со смазкой дистил-
лированной водой и при добавлении в воду сернокислой меди.
Как следует из таблицы, режим избирательного переноса
для трущихся деталей из хромоникелевых сталей в условиях
испытаний наблюдается при давлениях 2—10 кгс/см2, скорости
скольжения 2—3 м/с (для твердых сплавов типа ВК6 и других
И
Таблица 2. Коэффициент трения и износ нержавеющих сталей
14Х17Н2 и 12Х18Н10Т
Среда (смазка)	Условия испытаний		Коэффициент треиия	Износ линейный, мм		Состояние поверхности трения
	Давление, кгс/см*	Скорость скольжения, м/с		Сталь 14X17H2 (подвижный образец)	Сталь 12X18H10T (неподвижный образец)	
5—20%-ный	1	1,57	0,446	0,008	0,36	Медное по-
подкисленный	1	2,3	0,395	0,009	0,39	крытие отсут-
раствор серно- кислой меди						ствует
	2	2,3	0,121	—	—	Поверхность
						
	2	3,2	0,108	Нет	0,021	покрыта
	4	3,2	0,112	»	0,023	топким слоем
						меди
	10	3,2	Неустой-	Значительный		Задиры,
			чивый			схватывание, отдельные пятна меди
Вода дистил-	2	3,2	0,33	0,011	0,29	Медное
лированная						покрытие отсутствует
2—6 м/с). При этом коэффициент трения снижается в 3 раза
по сравнению с трением в дистиллированной воде, а износ при-
мерно в 10 раз.
Испытания показали, что осаждение меди на трущиеся по-
верхности в процессе трения является эффективным способом
снижения износа и повышения срока службы трущихся сопря-
жений. Для повышения износостойкости радиальных подшипни-
ков скольжения положительный эффект был достигнут приме-
нением металлоплакирующей смазки, при которой смазываю-
щий материал изготавливался с добавлением меди сернокислой,
а для интенсификации процесса плакирования дополнительно
вводилась серная кислота. В результате применения металло-
плакирующего смазочного материала поверхности трения под-
шипников покрываются тонкой медной пленкой, которая пре-
пятствует задирам и схватыванию, повышает их износостой-
кость, снижает вибрации.
Износостойкость подшипников зависит от концентрации соли
меди в смазочном материале. Небольшое массовое содержание
соли меди (до 1%) недостаточно защищает от износа, так как
требуется длительное время для образования защитной медной
12
пленки. В то же время массовое содержание соли меди в сма-
зочном материале более 30% приводит к образованию на тру-
щихся поверхностях неравномерного, рыхлого и легко отделяю-
щегося слоя медной пленки. Оптимальное массовое содержание
меди в комбинированном смазочном материале до 20%. Дру-
гим современным направлением повышения износостойкости
подшипников, особенно из пластмасс и металлополимерных кон-
струкций, является устранение условий возникновения водород-
ного изнашивания.
Впервые на явление водородного износа, приводящего к раз-
рушению узлов трения, обратил внимание Д. Н. Гаркунов [24],
анализируя причины отказов в работе трущихся деталей. Он
объяснил хрупкое разрушение твердой закаленной стали при
трении по более мягкой бронзе влиянием водорода, выделяюще-
гося при разложении углеводородных смазок, который диффун-
дирует в сталь, наводороживает ее, охрупчивает и разрушает
тонкий поверхностный слой. Продукты износа стали при трении
переносятся на бронзу, изнашиваемую меньше, чем сопряжен-
ная твердая стальная поверхность. Впоследствии было пока-
зано, что выделение водорода при трении возможно и в других
условиях [37,46].
Как показали исследования А. А. Полякова, Ю. С. Симакова
и др., водород выделяется не только при десорбции углеводо-
родных смазок, смазывающих трущиеся поверхности, но и при
сухом трении металла и пластмассы, например в случае попа-
дания воды в зону трения по выражению
Me + Н2О -> МеО + Н2.	(12)
Износ узлов трения, смазываемых водой, в значительной
мере объясняют влиянием водорода. В парах трения при ис-
пользовании для смазывания керосина выделяется водород из
меркаптанов, содержащихся в нем,
+ Me -> Me + Н.	(13)
В этих случаях происходит намазывание частиц стальной
закаленной поверхности на более мягкую бронзовую и выход из
строя пары трения вследствие изнашивания стальной поверх-
ности. Значительно снижает износостойкость сталей водород,
содержащийся в металле после выплавки, так как при трении
вследствие нагрева поверхностного слоя возможна его диффу-
зия и повышение концентрации в этой зоне. Подшипниковые
стали, полученные электрошлаковым переплавом и содержащие
водород в минимальном количестве, обладают повышенной из-
носостойкостью.
В процессе коррозионно-механического изнашивания в агрес-
сивных средах на поверхности трения протекают электрохими-
ческие процессы с образованием водорода. Эти коррозионные
явления во многих химических технологических средах, являю*
13
щихся электролитами, служат причиной повышенного износа
пар трения, смазываемых этими средами. Особенно эффект во-
дородного износа увеличивается при повышении температуры
в процессе трения. С ростом температуры в зоне контакта диф-
фузия водорода в поверхностные слои стали и насыщение водо-
родом областей с максимальной температурой становятся более
интенсивными, происходит увеличение концентрации водорода
в поверхностных слоях. Хрупкое разрушение стали наблюдается
при концентрации водорода более 8-Ю-5 м3/кг и локализуется
в тонких поверхностных слоях, например вала, участвующих
в трении.
Как показали исследования [37], при сухом трении сталь-
ных втулки и вала без смазывания жидкостями содержание
водорода в металле не изменяется и его влияние на изнашива-
ние незначительно. Более высокий износ одноименных титано-
вых сплавов при трении со смазыванием различными смазы-
вающими веществами сравнительно с сухим трением авторы
работы [83] объясняют тем, что смазывающие вещества не
создают на поверхности титана прочной адсорбированной плен-
ки, что приводит к схватыванию при малых нагрузках, а также
тем, что смазывающие вещества являются причиной водород-
ного разрушения поверхности титана при трении. Высокий из-
нос стальных поверхностей уплотнительных устройств поршне-
вых компрессоров, перекачивающих водородосодержащие смеси,
также объясняется влиянием водорода.
Поскольку водородное изнашивание подшипников сухого тре-
ния в настоящее время изучено недостаточно, можно рекомен-
довать лишь общие принципы борьбы с водородным износом.
К ним относятся прежде всего требования к выбору коррозион-
но-стойких материалов для пары трения вал — подшипник, сма-
зываемых агрессивными средами (см. п. 2). В этом случае кор-
розионные процессы протекают слабо и водород не накапли-
вается в поверхностных слоях.
Другим направлением подавления водородного износа яв-
ляется исключение смазывающих жидкостей, служащих источ-
ником образования водорода, или введением в них различных
ингибиторов, препятствующих наводороживанию трущихся по-
верхностей. Для трения в вакууме большое значение приобре-
тает содержание водорода в материале трущихся пар, способ-
ного диффундировать из глубинных слоев и скапливаться на
поверхности трения.
2.	ВЫБОР МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ПОДШИПНИКОВ СУХОГО ТРЕНИЯ
РАЗНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
Вследствие недостаточно обоснованного выбора материалов
для подшипников и смазочных материалов сроки службы ма*
шин и агрегатов уменьшаются, возрастает количество ремонт-
14
пых работ, а также потери вырабатываемого продукта из-за
дополнительных простоев оборудования. От выбранного мате-
риала зависит конструктивное оформление подшипников сколь-
жения. Конструкции подшипников разрабатываются исходя из
свойств материалов таким образом, чтобы свести до минимума
или полностью устранить вредное влияние отрицательных ха-
рактеристик материала (хрупкость, низкую теплопроводность,
гигроскопичность, нестабильность размеров во времени и др.) и
наиболее полно использовать низкий коэффициент трения и
высокую износостойкость материала. Конструктивные приемы
являются эффективным средством повышения срока службы
подшипников.
При выборе материалов для подшипников сухого трения ос-
новное значение имеет их износостойкость, а следовательно,
срок службы. Износ опорных поверхностей подшипников сверх
допустимой величины нарушает точность взаимного расположе-
ния вала с рабочими органами и корпуса, приводит к его дина-
мической неустойчивости и вибрации, возможности разрушения
подшипника на ходу. Износ увеличивается с повышением дав-
ления (контактных напряжений), а коэффициент трения сни-
жается либо остается постоянным до критического значения,
соответствующего катастрофическому износу. Физико-механи-
ческие свойства материала подшипника должны обеспечивать
наиболее высокую износостойкость и упругий контакт при тре-
нии, минимальный коэффициент трения, отсутствие склонности
к задиру, хорошую прирабатываемость. Кроме этого, материал
должен обладать достаточной механической прочностью, тех-
нологичностью и стойкостью к воздействию окружающей
среды.
Величина предельно допустимой температуры для выбирае-
мого материала, при которой происходит его разрушение либо
резкое падение механических характеристик, должна быть
больше температуры окружающей среды не менее чем на 50—
80 °C. Характер динамической нагрузки должен соответствовать
прочностным свойствам выбранного материала. Не допускается
применение хрупких материалов, имеющих низкую ударную
вязкость (менее 5 кгс-см/см2) при ударных и вибрационных на-
грузках. Применение материала должно быть экономически
обосновано как в сфере изготовления, так и в сфере эксплуа-
тации.
Материал подшипника должен быть малодефпцитным, а его
технологическая обработка проста и доступна. Производство и
механическая обработка некоторых материалов для подшипни-
ков сухого трения связаны со сложной технологией, требующей
специального оборудования. Их изготовление возможно лишь
на специализированных участках. Это необходимо учитывать
при конструировании машин, требующих периодических ремон-
тов в нестационарных условиях.
Для повышения износостойкости подшипников большое зна-
чение имеют мероприятия, связанные с обслуживанием и экс-
плуатацией: подача смазки, отсутствие утечек (плотность си-
стемы), соблюдение теплового режима, борьба с абразивным
изнашиванием в условиях сухого и граничного трения с приня-
тием мер к устранению абразивных частиц из зоны трения. Теп-
ловой режим должен быть связан с теплостойкостью материала
и должен обеспечиваться подачей охлаждающей воды, холод-
ного смазочного вещества, циркуляцией рабочей жидкости, теп-
ловой изоляцией и т. п.
Материалы для подшипников сухого трения выбираются в за-
висимости от свойств рабочей среды, ее температуры и давле-
ния, от скорости скольжения по валу, от реакции в опоре (на-
грузки), от теплоотвода из зоны трения и требующегося срока
службы в эксплуатации.
Материалы, применяемые для подшипников, подразделяются
на следующие группы: А — металлические материалы (корро-
зионно-стойкие стали и сплавы, углеродистые и легированные
стали, чугуны, цветные металлы, наплавочные сплавы); Б — ма-
териалы на основе углерода; В — неметаллические высокотвер-
дые материалы; Г — материалы на основе полимеров, в том
числе металлополимерные.
Материалы для подшипников рекомендуется выбирать в сле-
дующем порядке, производя затем проверочный расчет подшип-
ника по методикам, изложенным в п. 3. В зависимости от на-
значения и химической стойкости в рабочей среде выбирают для
элементов трущейся пары материалы или группы А с корро-
зионной стойкостью не ниже 4 балла по ГОСТ 13819—68 (ско-
рость коррозии 0,01—0,05 мм/год) или групп Б, В, Г, у которых
не более ±3% изменения массы за 1000 ч испытаний в рабочей
среде (испытания по ГОСТ 12020—72), учитывая сортамент
выпускаемых промышленностью заготовок, размеры которых
приведены в справочнике [34].
Не допускаются к применению материалы, которые в рабо-
чей среде подвержены коррозионному растрескиванию* меж-
кристаллитной, щелевой и структурной коррозии. Изменение
линейных величин образца при испытаниях не должно выводить
их за пределы поля допусков, предусмотренного в конструктор-
ской документации, относительное изменение механических
свойств при испытаниях в течение 1000 ч не должно выходить
за пределы ±10%, растрескивание образцов при испытаниях
не допускается. В соответствии с выбранной группой материала
выбирают конкретный материал контртела в зависимости от
предельных допустимых параметров пары трения.
С технологической точки зрения наиболее эффективным яв-
ляется выбор материала шеек вала с повышенной исходной
твердостью и износостойкостью поверхностного слоя, рациональ-
ной шероховатостью, высокими жесткостью и усталостной проч*
16
ностью вала и сохранением соосности опор. Многочисленными
исследованиями установлено, что при сухом трении и при ра-
боте на малых скоростях скольжения более твердые материалы
изнашиваются меньше, чем пластичные [52]. Валы из закален-
ной стали в условиях трения с малыми скоростями скольже-
ния менее подвержены пластическому деформированию и менее
склонны к схватыванию, так как для этого нужны большие на-
грузки, чем в сталях мягких. Особенно эффективно твердое хро-
мирование [24, 34].
Для валов применяют сталь 45 с HRC 54—62 после термо-
обработки с нагревом т. в. ч., сталь 45Г2 (лучше прокаливается,
чем сталь 45). Сталь 50 и 50Г более склонна к трещинооб-
разованию от терморастрескивания при трении, поэтому высо-
кая твердость еще не обеспечивает долговечности. Таким об-
разом, лучше применять сталь 40X(HRC 50—52) и магниевый
перлитный чугун ВЧ 50-15 (НВ 207—241) с более низкой твер-
достью. Износостойкость повышается пластической деформа-
цией поверхности трения у аустенитных сталей, азотированием
и другими способами [34, 52].
При выборе и применении материалов-заменителей дефицит-'
ных металлов и сплавов для изготовления подшипников надле-
жит руководствоваться действующими положениями, по кото-
рым подшипники и подшипниковые узлы в целом, изготовлен-
ные из материалов, не содержащих никеля, олова, вольфрама
и молибдена, медных сплавов или содержащих их значительно
меньше, не должны иметь показатели по качеству, надежности
и долговечности ниже, чем у ранее изготавливаемых с большим
содержанием этих дефицитных металлов, а себестоимость их не
должна превышать существующую. Следовательно, учитывая
все эти требования, материал подшипника для конкретных усло-
вий работы следует выбирать прежде всего по его коррозион-
ной стойкости в условиях воздействия технологической агрес-
сивной среды, в зависимости от температуры окружающей
среды, давления на пару трения, скорости скольжения по сопря-
женной детали и скорости абразпвосодержащего потока и на-
личия абразива в рабочей среде, от теплоотвода из зоны тре-
ния и требующегося срока службы подшипникового узла. Более
подробные рекомендации изложены в отраслевом стандарте
ОСТ 26-01-76—78.
Наиболее просто решается вопрос с выбором материала под-
шипников, когда имеются опытные данные по их эксплуатации
в условиях, близких к заданным. В этом случае используются
ранее установленные характеристики и зависимости между на-
грузочным режимом и геометрическими соотношениями. Однако
выбор материалов в условиях эксплуатации требует длительного
времени и значительных затрат. Поэтому при новых разра-
ботках, не имеющих близких аналогов, материалы пары тре-
ния подбирают путем проведения специальных экспериментов
17
(с учетом конкретной конструкции, окружающей среды, частоты
вращения, нагрузки и других условий) в три этапа: лаборатор-
ных, стендовых и эксплуатационных.
Лабораторные испытания проводятся на машинах трения
в условиях, близких эксплуатационным по температурам, дав-
лениям, скорости скольжения, смазыванию (или без смазки),
на образцах материалов с физико-механическими свойствами и
рельефом поверхности трения такими же, как в реальных под-
шипниковых узлах. В результате лабораторных испытаний оп-
ределяется коэффициент трения и скорость изнашивания мате-
риалов пары трения, их склонность к заеданию и схватыванию
с целью выбора оптимальной пары трения, обладающей луч-
шими антифрикционными свойствами из ряда предложенных
материалов. Методики проведения лабораторных испытаний
разрабатываются применительно к каждой машине трения,
имеющей конструктивные особенности и свою схему испытания
образцов. Общими положениями для этих методик являются
такие как тщательная очистка и обезжиривание образцов перед
испытаниями и определение коэффициента трения и скорости
изнашивания, которое производится при установившемся ре-
жиме, исключая приработку, не менее трех раз через равные
промежутки времени.
Стендовые испытания проводятся на экспериментальных
стендах в условиях, имитирующих эксплуатационные (чаще
всего на рабочих средах — имитаторах), с целью определения
работоспособности материалов в реальной конструкции подшип-
никового узла. При стендовых испытаниях определяются изме-
нения во времени геометрических размеров подшипника и вала,
температуры в зоне трения, скорости изнашивания трущихся
элементов. Полученные результаты позволяют произвести пред-
варительный расчет срока службы подшипникового узла. Тем-
пература в зоне трения измеряется на расстоянии не более 2 мм
от поверхности трения.
Эксплуатационные испытания подшипниковых узлов прово-
дятся в промышленных условиях на действующем оборудова-
нии с целью определения ресурса их работы, составления гра-
фика необходимых ремонтов и расчета потребности в запасных
деталях. Эксплуатационные испытания продолжаются в течение
времени, необходимого для установления ресурса работы под-
шипников и максимально допустимой величины износа. При от-
сутствии заметного износа в течение длительного времени про-
мышленные испытания ограничиваются временем, необходимым
для получения скорости изнашивания, равной или меньше до-
пустимого значения.
Ресурс работы подшипника определяется из формулы
T = h[ut	(14)
18
где h — максимально допустимая величина износа подшипника,
устанавливаемая при конструировании машины, мм; и — ско-
рость изнашивания при промышленных испытаниях, мм/ч.
3.	ОСНОВЫ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКОВ СУХОГО ТРЕНИЯ
Целью расчета подшипника сухого трения является установ-
ление допустимых значений действующей нагрузки, скорости
скольжения, температуры и других параметров и их соответ-
ствия физико-механическим свойствам выбранных материалов
пары трения втулка — вал при принятых геометрических соот-
ношениях, обеспечивающих наибольший срок службы и доста-
точно высокие антифрикционные свойства. Речь идет о том,
чтобы в отсутствии смазывающего материала на трущейся по-
верхности получить наибольшую износостойкость подшипника
и обеспечить минимальное изменение его геометрических раз-
меров во времени с учетом действующих условий эксплуатации.
При конструктивной разработке машины или агрегата произ-
водится расчет динамической системы вала, в результате кото-
рого определяются нагрузка, действующая на подшипник (реак-
ция в опоре), N (кгс), диаметр шейки вала d (в м) и частота
вращения вала п (об/мин). Кроме этих величин из технического
задания на проектирование известными являются окружающая
среда и ее свойства (коррозионная активность, наличие абразив-
ных взвесей и их размеры, вязкость, радиоактивное воздействие
и др.), температура окружающей среды, вид нагрузки (спокой-
ная, ударная, вибрационная и т. п.).
Используя имеющиеся данные, а также известные физико-
механические свойства материалов, которые могут применяться
для подшипников сухого трения, производят предварительный
выбор материала подшипника. При выборе материала подшип-
ника руководствуются соображениями, изложенными в п. 2. За-
тем определяют геометрические размеры подшипника: длину
подшипника /, толщину стенки подшипника s и особенности его
конструктивного устройства (вид крепления втулки, установку
в металлическую обойму, фаски и т. д.).
Длину подшипника вычисляют по формуле
l = nNn/(QQOpv).	(15)
Полученное значение длины подшипника сопоставляют со
стандартными размерами (например, по ГОСТ 1978—73). С дру-
гой стороны, длина подшипника зависит от оптимального отно-
шения длины к диаметру l/d, которое устанавливается практи-
кой эксплуатации подшипников и дано в соответствующих па-
раграфах.
При выборе длины / необходимо учитывать, что при ее
уменьшении снижается несущая способность подшипника. С уве-
личением длины возрастают потери на трение, увеличивается
19
неравномерность распределения нагрузки по длине, происходит
более сильный нагрев подшипника. Толщина стенки подшип-
ника также выбирается по рекомендациям из соображений кон-
структивной прочности, технологичности изготовления и луч-
шего отвода тепла. Последующим расчетом отношение //d кор-,
ректируется. В настоящее время предложено несколько методов
расчета подшипников сухого трения, изложенных ниже.
Расчет по критерию прочности. Этот расчет заключается в
обеспечении необходимой прочности подшипника, материал ко-,
торого подвергается объемному сжатию под действием нагрузки.
К таким материалам относятся, например, пластмассы.
За критерий прочности или несущую способность подшип-
ника принимают среднее давление
p = N/S,	(16)
где S — расчетная площадь контакта, условно принимаемая
равной площади проекции подшипника, см2,
S = ld.	(17)
Подставляя (17) в (16), имеем
P — N/(ld).	(18)
Несущая способность подшипника — величина условная, так
как контакт подшипника и вала происходит на дуге менее 180°
и фактическая площадь контакта меньше значения, принимае-
мого в расчете. Точно определить ее расчетным путем сложно
из-за ряда факторов, которые трудно учесть в инженерном рас-
чете. Пример расчета пластмассовых подшипников приведен
в литературе [70].
Для подшипников сухого трения с твердосмазочными по-
крытиями Ю. Н. Дроздовым и С. Л. Гафнером [25] получена
формула для определения среднего давления с учетом действи-
тельной протяженности контактной зоны подшипника и вала
N 1	/1О\
р — —г-----,	(19)
г Id sin фо	'
где фо — средний полуугол контакта, ... °,
Фо=(Фо + То)/2,
(20)
где фо—начальный полуугол контакта, определяемый по на-
к	»
чальным геометрическим размерам подшипника; ф0—конечный
полуугол контакта, определяемый из условия увеличения ра-
диального зазора на толщину изношенного слоя.
Пренебрегая упругими свойствами покрытия из-за малой его
толщины средний полуугол контакта определяют по формуле
ф0 = 0,317
0,117
р у
Р + EiS !
20
где Ц1, цз — коэффициенты Пуассона для подшипника и вала
соответственно; е — радиальный зазор (назначается по ходовой
посадке 2-го класса точности);
Ч> = Е1/Е2,	(22)
где Еь Е2 — модули упругости для подшипника и вала соответ-
ственно; k — показатель степени определяется по следующим
формулам:
При 10 >► ф >► 0,1
k = miPi + т2ц2 + «о»	(23)
где mi = 0,08 — 0,05 1g ф; т2 — 0,20 + 0,21 1g ф; п0 — коэффи-
циент, определяемый по графику (рис. 2);
приф>10	k — 0,41ц2 + 0,448;
при ф< 0,1	k — 0,16ц,! + 0,554.
Критерий прочности (кгс/см2) определяется зависимостью
Р<[р]»	(24)
где [р] — предельно допускаемое давление для выбранного ма-
териала подшипника.
Величина предельно допускаемого давления для каждого
материала определяется экспериментально и характеризует на
чало катастрофического разру-
шения, сопровождающегося
интенсивным износом при при-
нятой постоянной скорости
скольжения. Как показывают
испытания с увеличением ско-
рости скольжения предельно
допускаемое давление падает
в основном из-за повышения
температуры в зоне контакта
И изменения, вследствие ЭТОГО, Рис. 2. Зависимость коэффициента п0
физико-механических свойств	от параметра ф
материала. Поэтому несущая
способность подшипника ограничивается также предельно до-
пускаемой скоростью скольжения [у]. Несущая способность
р —— 0, когда скорость скольжения
ц [у].
(25)
Величина [у] для каждого материала также определяется
экспериментально и наряду с [р] характеризует его антифрик-
ционные свойства. Для нормальной работы подшипника сухого
трения необходимо соблюдение условия
и «С [и],
(26)
21
где скорость скольжения (м/с) на поверхности шейки вала
и = л dri/W.	(27)
Если вал совершает колебательное движение, то скорость
скольжения описывается уравнением [74]
v — va sin cot,	(28)
где va — амплитудное значение скорости скольжения; со — угло-
вая частота колебаний, 1/с,
“ =	(29)
Амплитудная скорость скольжения определяется по формуле
va = асо d/2,	(30)
где а — угловая амплитуда колебательного движения.
Значения [р] и [у] задаются в виде справочных данных и
приведены в п. 5—13 и табл. 5.
Расчет по критерию износостойкости. Связь между допусти-
мой скоростью скольжения [у] и сроком службы подшипника Т
можно установить, используя формулу И. В. Крагельского для
интенсивности изнашивания трущейся поверхности, определяе-
мой как объем материала Д1/, удаленный с единицы номиналь-
ной поверхности на единице пути трения [44],
l„ = \VKAaL),	(31)
где Аа — фактическая площадь контакта подшипника и вала;
L — путь трения;
ДУ/Аа = Д/г,	(32)
где Д/г— средняя толщина изношенного слоя подшипника.
При равномерном вращении вала:
Ih — ^h!L\	(33)
£ = [»]Г.	(34)
Подставляя значения величин из формул (32), (34) в фор-
мулу (31), получим для срока службы подшипника (ч) выра-
жение
В формуле (35) принимают Д/г за линейный износ, харак-
теризующийся изменением размера подшипника в направлении,
перпендикулярном валу.
Обычно предельное значение величины [Д/г] известно, ис-
ходя из допустимых зазоров в подшипнике, влияющих на точ-
ность работы машины в целом. Интенсивность изнашивания Л
для данной пары трения материалов устанавливается экспери-
ментально на машинах трения в условиях, максимально при-
22
ближенных к эксплуатационным или в промышленных условиях
при испытаниях оборудования.
Инженерная методика расчета на долговечность по износу
путем использования закономерностей процесса изнашивания
во времени и физических закономерностей износа материалов
предложена в [69].
В качестве примера использования этой методики на рис. 3
показаны закономерности износа Д/г опорных поверхностей чер-
вячных прессов (гильз, фильтрующих стержней) в зависимости
Рис. 3. Зависимость износа Д/г опорных поверхностей скольжения чер-
вячных прессов от времени работы t:
t— отжимного (второй ряд цифр); 2—сушильного (первый ряд цифр)
от времени работы /, полученные автором в результате промыш-
ленных испытаний на химических комбинатах, проведенных при
следующих условиях работы: температура 140—200 °C, скорость
скольжения до 1,5 м/с, пара трения стеллит — стеллит работает
в суспензии (крошке) синтетического каучука.
В период I изнашивания происходит приработка червячного
вала и опорных поверхностей гильз (подшипников) с измене-
нием шероховатости поверхности и износом Д/гп. После прира-
ботки следует период II установившегося (нормального) из-
носа Д/гн, который заканчивается интенсивным износом — (пе-
риод III), приводящим к потере производительности. Для рас-
сматриваемых машин [Д/г] = 2,5 мм, при котором червячный
пресс перестает выполнять свое назначение.
В период нормальной эксплуатации скорость изнашивания
остается постоянной
и — \hnjt.
(31>)
23
Скорость изнашивания определяется в основном давлением р
И скоростью скольжения v. Для абразивного изнашивания по
М. М. Хрущову линейный износ пропорционален давлению на
поверхности трения р и пути трения L
&hn*= KpL = Kpvt	(37)
или, используя формулу (36),
u = Kpv,	(38)
где К— коэффициент износа, характеризующий износостойкость
материалов и условия работы пары трения.
Для изнашивания без абразива зависимость скорости изна-
шивания может быть выражена степенной функцией
(39)
Срок службы подшипника (ч) может быть вычислен по фор-
муле
Т = ([ДЛ]-ДЛп)/и.	(40)
Расчет на изнашивание производят по величине износа и
форме изношенной поверхности. Форма изношенной поверхно-
сти рассчитывается в каждом конкретном случае, исходя из
геометрических соотношений изнашиваемого сопряжения.
И. В. Крагельским предложен метод расчета интенсивности
изнашивания / сопряжения, позволяющий в некоторых случаях
не проводить длительных и дорогостоящих испытаний [42]. Ин-
тенсивность изнашивания может быть приближенно определена
по формуле
1/+|
/ = *,0,5’-ро5	(у/а,)',	(41)
где t — параметр кривой фрикционной усталости, приведенный
в табл. 3; k\ — коэффициент, определяемый геометрической кон-
фигурацией и расположением по высоте единичных неровностей
на поверхности твердого тела (k\ = 0,18 4- 0,22); ра — давление
на площадь, ограниченную внешним контуром соприкосновения
трущихся деталей; Е — модуль упругости материала; Д — мик-?
рогеометрический комплекс, значения которого приведены
в табл. 4; kp — коэффициент, характеризующий напряженное
состояние и зависящий от вида материала (ориентировочно для
хрупких материалов kp = 5, для высокоэластичных &р = 3); f —
коэффициент трения; сгв— предел прочности материала (см.
табл. 3). Следует отметить, что формула (41) неприменима для
случая, когда защитная втулка вала и втулка подшипника вы-
полнена из одного материала с одинаковым модулем упругости.
24
Таблица 3. Значения параметра t кривой фрикционной усталости
при упругом контакте
Материал при трении по стали без смазки	°В’ кгс/см’	t
Фторопласт-4	630	5,0
Полиамид	1 800	2,0
Поликарбонат	8 400	2,9
Полиформальдегид	1 470	1,3
Ретинакс	11 800	2-3
Резина на основе бутадиеннитрильного каучука	220	4-8
Резина на основе бутадиенстирольного каучука	160	3-4
Г рафит	2 600	6,9
Сталь 20	6 500	10
Сталь 40	8 200	10-12
Серый чугун	8 000	5-6
Чугун ЧНМХ	6 600	4-5
Таблица 4. Значение микрогеометрического комплекса Д для различных
видов обработки и шероховатости поверхности
Вид обработки поверхности трения подшипника	Класс шероховатости ПО ГОСТ 2789-73	д
Круглое шлифование	7	1,52
	8	0,42
	9	0,10
г, Внутреннее шлифование	7	1,25
	8	0,35
	9	0,12
Доводка цилиндрических поверхностей	10	0,045
	11	0,015
	12	0,0035
	13	0,0009
Приработка	9	0,02
	10	0,012
	11	0,002
Момент сил трения в подшипниках сухого трения зависит от
угла контакта ф шейки вала и подшипника, длины I и диаметра
d и функции распределения давления р. При уменьшении каж-
дой из этих величин трение шейки вала уменьшается. Прибли-
женно значение момента трения может быть определено по фор-
муле
<42>
25
где fu — приведенный коэффициент трения, который для прак-
тических расчетов принимается по формуле
/ц = (1.1 + 1,3)/.	(43)
Моменты сил трения в опорах на центрах, в опоре со сфери-
ческим концом вала и других конструкциях приведены в лите-
ратуре [40, 58]. К. П. Явленским показало, что момент сил тре-
ния существенно зависит от вибрации [40]. Вибрация умень-
шает момент сил трения при трогании, увеличении зазора
в опоре и частоты возмущающей силы. Разработаны конструк-
ции опор, в которых осуществлено принудительное движение
подшипников относительно шейки вала или колебание подшип-
ника в направлении вращения вала. В таких опорах величина
момента сил трения может быть снижена до 200 раз. Момент
сил трения может быть уменьшен также тщательной приработ-
кой, применением специальных шарикоподшипников, введением
жидкого смазочного материала.
Расчет по критерию теплостойкости. Нормальный тепловой
режим при установившейся работе подшипника обеспечивает
стабильность физико-механических свойств материалов пары
трения и геометрических размеров подшипника и является ос-
новным фактором надежности, долговечности и необходимого
срока службы.
Количество выделившегося при работе подшипника тепла
находится по формуле
Q. = W-	(44)
где F — сила трения, кгс; v — скорость скольжения шейки, м/с;
1/427— тепловой эквивалент механической энергии, ккал/(кгс-м).
Подставляя в формулу (44) значения величин из формул
(8), (9) и (18), получим
Q,=^pv.	(45)
Если принять, что коэффициент трения при установившемся
движении величина постоянная, то из выражения (45) следует
Qi = Cpv,	(46)
где
C = -^- = const.	(47)
Из формулы (46) видно, что важным критерием при рас-
чете подшипников сухого трения является критерий теплостой-
кости—допускаемое значение произведения давления на ско-
рость скольжения [/w], кгс-м/(см2-с), которое характеризует
увеличение температуры вследствие тепловыделения во время
трения. При повышенной температуре подшипники допускают
меньшие давления и скорости, их срок службы уменьшается.
26
Следовательно, критерий теплостойкости [ру] определяет дол-
говечность работы подшипника.
Поскольку количество тепла Qi пропорционально длине под-
шипника I (45), то для уточнения выбранной длины / требуется
соблюдение условия
pv < [ри].	(48)
Значение [ру] получают экспериментально в определенных
условиях теплоотвода и при соответствующей им температуре
подшипника. Испытания образцов материалов и подшипников
производят на машинах трения и специальных стендах со сту-
пенчатым повышением нагрузки при постоянной скорости сколь-
жения. С увеличением нагрузкд наступает такой момент, когда
не могут быть получены устойчивые значения температуры
в зоне контакта или коэффициента трения при продолжение
эксперимента или наблюдаются признаки катастрофического из?
нашивания. Максимальное давление, умноженное на скорость
скольжения, принятую в данном эксперименте, соответствует
допускаемой величине критерия теплостойкости [ро], в связи
с чем формула (48) действительна только при соблюдении по-
добных условий теплоотвода для проектируемого подшипника.
Значение [ру] для каждого материала обычно приводится
в виде справочных данных для расчета. При расчете подшип-
ника, используя соотношения (24), (25) и (48), корректируют
размеры подшипника I и d в указанных пределах l/d, оптималь-
ные значения которых определены из практики эксплуатации.
Если оптимальные соотношения l/d не выполнены для выбран-
ного материала подшипника, материал подшипника подбирается
заново и расчет повторяется.
Авторами работы [74] предложен метод расчета срока
службы Т подшипника с использованием критерия [ру] и эм-
пирических коэффициентов. Этот метод расчета основан на ис-
пользовании результатов испытаний подшипников сухого тре-
ния на износ в стендовых условиях максимально приближенных
к производственным испытаниям. На основании проведенных
испытаний устанавливают эмпирическую связь между долговеч-
ностью подшипника до выхода из строя и величиной допусти-
мого значения коэффициента [ру].
Эмпирические формулы для расчета долговечности (ч) ме-
таллофторопластовых подшипников, изготовленных из спечен-
ной ленты, в зависимости от условий работы в режиме сухого
трения имеют следующий вид:
в условиях колебательного движения
Т = A/[pv]2,	(49)
где А — эмпирический коэффициент (А — 2000 для упорных
шайб и тяжело нагруженных радиальных подшипников, А ==,
— 5000 для небольших мало нагруженных радиальных под-
27
шипников); [pt] = 1,4 4-2,2 кгс-м/(см2-с) (меньшие значения
для тяжело нагруженных подшипников);
в условиях вращательного движения
Г = 250/(ри),	(50)
где pv 2,86 кгс-м/(см2-с) для давлений р = 0,84 4- 22,4 кгс/см2
и скоростей скольжения 0,2—2,5 м/с; на более легких режимах
при pv 2,07 кгс-м/(см2-с)
г=Ш8’	(51)
в условиях вращающейся относительно подшипника нагруз-
ки при pv > 3,2 кгс • м/(см2-с)
Г = 535/(ри);	(52)
при pv < 3,2 кгс-м/(см2-с)
<53>
А. Д. Мошковым выведены эмпирические формулы для рас-
чета пористых подшипников из материала на основе железа при
их работе без подвода смазывающего вещества извне, но с
пропиткой маслом индустриальное 20 в диапазоне скоростей
скольжения 0,5—3,0 м/с [53]. Расчет произведен исходя из уста-
новившегося режима работы (теплового баланса) с учетом
температуры подшипника, не превышающей 60—70 °C, и допу-
стимого коэффициента [pt1], равного 7,0 кгс-м/(см2-с). Для от-
ношения l/d = 1 (диаметр подшипников составлял 25—50 мм)
допустимое давление на вкладыш вычисляется по формуле
[р] = 3,67d0I65u~0’962,	(54)
где d — внутренний диаметр вкладыша, мм; v — скорость сколь-
жения, м/с.
Внутренний диаметр вкладыша
d = 0,38- 10~3р6’06и5,83,	(55).
где р — давление на вкладыш, кгс/см2.
Коэффициент трения определяется из формулы
f = 6-1d“°’485u0’376.	(56)
В большинстве случаев условия отвода тепла для проекти-
руемого подшипника отличаются от условий, имевшихся при
проведении эксперимента. Кроме того, может быть неизвестно,
при какой температуре подшипника величина [ру] была полу-
чена. Поэтому необходимо произвести дополнительный тепло-
вой расчет проектируемого подшипника, поскольку температура
его трущейся поверхности определяется соотношением выде-
ленного и отведенного тепла.
28
Расчет теплового баланса подшипника. Тепло, выделившееся
в подшипнике без смазки, может быть отведено во внешнюю
среду через корпус подшипника и вал в случае, если материалы
вала и подшипника обладают высокой теплопроводностью. По-
скольку теплоотвод через корпус подшипника значительно выше,
чем через вал, то в расчете ограничиваются вычислением тепло-
отвода через корпус. Такой же расчет производят, когда шейка
вала выполнена из материала с низкой теплопроводностью.
Если же вкладыш подшипника толстостенный и выполнен из
материала, плохо проводящего тепло, то отводимое тепло рас-
считывают через вал.
Количество тепла, отводимое через корпус подшипника, в об-
щем виде находят по формуле
Q2 = (/п —/в) F',	(57)
где k — коэффициент теплопередачи, ккал/(м2-ч-°C); /п — тем-
пература рабочей зоны подшипника, °C, /в — температура ок-
ружающей среды, °C; F'— наружная теплоотдающая поверх-
ность корпуса подшипника, м2.
Коэффициент теплопередачи может быть определен так:
4 = —  1-—.	(58)
k п	1 ав	4 '
где б,— толщина слоя материала подшипника, м; X/ — коэффи-
циент теплоотдачи от наружной поверхности подшипника в ок-
ружающую среду, ккал/(м2-ч-°С).
Для подшипников с металлическими вкладышами величина
/п
У* пренебрежимо мала по сравнениюс 1/ав, поэтому можно
i<= 1
принимать k = ав. При охлаждении корпуса подшипника возду-
хом для необдуваемых подшипников, /г = 8-4-14 ккал/(м2-ч-°С),
меньшие значения относятся к подшипникам с затрудненным
теплоотводом, а для обдуваемых — k = 14 д/^в » где ив — ско-
рость воздуха, м/с.
При установившемся режиме Qi = Q2 и из формул (45) и
(57) температура в рабочей зоне подшипника будет
= -^р-— pv + /в.	(59)
При отводе тепла из рабочей зоны подшипника через вал
температура в рабочей зоне подшипника будет
8,43/J/T
'п~ Gc-^Q^F’kTi
где G и F'—масса (кг) и площадь поверхности (м2) той части
длины вала, которая расположена по обе стороны от подшип-
29
Таблица 5. Допускаемый режим работы и области применения
подшипниковых материалов при сухом трении
Материал	1р]. кгс/см’	[V]. м/с	Ipv 1. КГС-м/(СМ?"С)	1Л. °с	Область применения
Г рафит	3-5	1,5	10	400	Подшипники
Графит, пропи- танный метал- лами	.5-10	2,5-3	15	200-300	центробежных и ротационных газодувны^ ма-
Графит, пропи- танный смолами	10-35	1,5	—	140	шин, дымососов, электрошпинде-
Углепластик		1,5-2		200	лей, а также подшипники ме- ханизмов, рабо- тающих в среде агрессивных жидкостей и га- зов при высоких температурах без вибрацион- ных и ударных нагрузок
Полиамидные смолы	30	0,2	1—1,5	75	Втулки, ролики ленточных транс-
Полиамидные покрытия с на- полнителями	50-70	0,5	1,5	140	портеров, вкла- дыши редукто- ров, подшипники сельскохозяйст- венных, швейных, текстильных и бытовых ма- шин
Фенолформаль- дегидная смола, армированная волокнами и с наполнителями	5,0	1,0	10	40—80	Подшипники дорожных и сель- скохозяйствен- ных машин в ус- ловиях жаркого климата и запы- ленности, дейд- вудные подшип- ники судов, под- шипники	для химического обо- рудования и про- катных станов
30
П родолжение табл. 5
Материал	IPl, кгс/смг	(«1, м/с	Ipui. кгс-м/(ем2-с)	U1, °с	Обл асть применения
Фторопласт	5—7	0,5	0,4—0,6	120	Подшипники
Фторопласт с наполнителями	10-25	1,0	2-4	120	насосов, аппара- тов с перемеши-
Фторопласто- вая облицовка (ткань)	при вклеивании	50	1,0	3-5	От -25 до+135	вающими устрой- ствами в среде агрессивных жид- костей и газов, подшипники для приборов, обо- рудования для криогенных жид- костей, медицин- ской	техники, текстильных ма- шин
Металлокера- мика, пропитан- ная фторопла- стом	100—300	5	1,5-2	От —200 до +260	Подшипники автомобильных подвесок и си- стем управления,
Металлокера- мика, пропитан- ная маслом	180—250	4—6	7-10	70-80	сельскохозяйст- венных и тек- стильных машин,
Металлокера- мика на сталь- ной основе (ме- таллофторопла- стовая лепта)	100-300	5	4	От —200 до +280	бытовых прибо- ров, электродви- гателей, в узлах трения вертоле- тов и самолетов
Металлокера- мические твер- дые сплавы	300	15	10-15	300	Подшипники погружных гер- метических насо-
Минералокера- мика	5	2	10	500	сов, реакторов и других меха-
Карбидокрем- ниевые компози- ции	50	15		400	низмов химиче- ского оборудова- ния
Прессованная древесина, про- питанная маслом	30	1	25	80	Втулки, вкла- дыши/ подпят- ники для сель-
Прессованная древесина, не- прочитанная	25	0,5	12	50	скохозяйственных машин и обору- дования пишевых производств, бе- гунки транспор- теров, дейдвуд- ные подшипники судов, подшип- ники лебедок
Продолжение табл. 5
А\атериал	IpI, кгс/см-	[V1. м/с	[pvl. кгс*м/(см -с)	1Л. °с	Область применения
Твердые сма- зочные покрытия на металле	До пре- дела текуче- ' сти ме- талла	2,5	0,5-3	250-300	Подшипники для приборов, бытовой и ваку- умной техники и др.
ника и равна (3 4-4) d\ с — теплоемкость материала вала [для
стали принимают 0,12 ккал/(кг-°С) ]; k — коэффициент тепло-
передачи к воздуху [принимают в пределах 8—12 ккал/(м-ч-°С)
в зависимости от подвижности воздуха]; Т\ — общее время ра-
боты подшипника в течение смены (с перерывами), ч; Т — время
работы подшипника, ч.
Температуру tn (°C) сравнивают с предельно допустимой
температурой [/] для выбранного материала так, чтобы вы-
держивалось соотношение
/п<И.	(61)
Если условие (61) не соблюдается, то необходимо усилить
теплоотвод от подшипникового узла путем увеличения теплоот-
дающей поверхности или применения искусственного охлажде-
ния, например водой.
Значения допускаемых величин [р], [и], [ру] и [/] для раз-
личных подшипниковых материалов при сухом трении приве-
дены в табл. 5.
Расчет оптимальных зазоров. Важным условием нормальной
работы подшипника без смазки является выбор оптимального
зазора между сопрягаемыми поверхностями подшипника и вала.
От правильно выбранного зазора во многом зависит его работо-
способность.
При увеличенных зазорах повышается износ подшипника и
неуравновешенность вала, снижается точность работы. Умень-
шенные зазоры вызывают повышенный разогрев подшипника,
что может привести к превышению допускаемого значения [ру]
и заклиниванию вала на ходу.
Как правило, оптимальные величины зазоров для подшипни-
ков из различных материалов устанавливаются эксперименталь-
но либо на основе эксплуатационных данных по аналогии с
существующими конструкциями с учетом физико-механических
свойств материалов (теплопроводность, коэффициент линейного
расширения и др.). Значения этих зазоров в зависимости от диа-
метра вала приведены в соответствующих таблицах.
32
Таблица 6. Значение [<У]К и Е2 для пластмасс
Наименование пластмассы	Допускаемое контактное напряжение [о]к, кгс/см’	Модуль упругости Ег, кгс/см2
Капрон	40	5 000—7 000
Полиамидная смола	50	23 000
Текстолит	120	40 000-65 000
Волокнит	70	150 000-200 000
Стекловолокнит	70	350 000-500 000
Полиформальдегид	55	—
Фторопласт	50	4 700-8 500
В случае отсутствия опытных данных эксплуатационные за-
зоры Етах и Emin (с учетом натяга в соединении) для пластмас-
совых подшипников ориентиро- вочно можно определить по следующим соотношениям [51]:	Таблица 7. Значения коэффициента 4в	
Мк 81пах 0,35.VEnp ’	(62)	Диаметр вала d, мм	Коэффициент Лв, мм
[о] к — допускаемое кон- такт.чое напряжение пластмас- сового вкладыша; Епр— приве- денный модуль упругости, = (63)	10-18. 18-30 30-50 50-80 80-120 120-180	0,016-0,019 0,019-0,023 0,023-0,027 0,027—0,030 0,030-0,035 0,035-0,040
гдс Е] и Е2 — соответственно модули упругости материалов вала
и подшипника. Значение [о] к и Е2 даны в табл. 6.
Эксплуатационные зазоры определяются по диаметру вала
следующей формулы:
6m!n = етах — о, 1	.	(64)
где Emin — минимальное значение эксплуатационного зазора.
Ориентировочное значение установочного диаметрального за-
зора для графитовых подшипников диаметром более 10 мм, ра-
ботающих при нормальных температурах, можно определить по
формуле [91]
Леуст = 0,00126/ + А н,	(65)
где ЛЕуст — установочный диаметральный зазор между валом
и вкладышем подшипника, мм; Дв — коэффициент. Значения ко-
эффициента А3 приведены в табл. 7.
Оптимальные зазоры в подшипнике зависят от перекосов
шейки вала. Перекосы в подшипниковых узлах возникают из-за
технологической несоосности посадочных гнезд при монтаже,
2 Зак. 116
33
из-за прогиба вала под нагрузкой, а также податливости самих
опорных узлов. Они вызывают снижение работоспособности под-
шипников, сокращение срока их службы. С увеличением пере*
коса возрастают давления у кромки подшипника, что может
привести к его разрушению или заклиниванию.
Наибольший перекос шейки вала в цилиндрическом подшип-
нике из геометрических соотношений можно представить по
формуле
A = Ztg0,	(66)
где 0 — угол поворота поперечного сечения вала в опоре под дей-
ствием нагрузки Р, вызывающей прогиб вала,
л 4 PL2
л Ed* ’
(67)
где L — расстояние между опорами вала; Е — модуль упругости
материала вала.
Зазор emin с учетом микрогеометрии подшипника и вала при
перекосах должен удовлетворять следующему соотношению:
emtn > %гв + Rzn + l tg 0,	(6S<5)
где Rzb, Ргп — параметры шероховатости вала и подшипника
соответственно.
Поскольку перекосы в подшипниковых узлах неизбежны, П?
для нормальной эксплуатации необходимо обеспечение возмож-
ности самоустановки подшипников при монтаже вала с после-
дующей его фиксацией в этом положении и, что более эффек-
тивно, в работе прецессирующего вала.
Практически зазоры назначают в зависимости от выбор?.,
той или иной посадки, чаще всего ходовой и широкоходово? 1 2
и 3-го классов точности (СТ СЭВ 144—75, посадки Е8, и
Д8, Д9).
Последовательность расчета подшипников следующая.
1.	Производят предварительный выбор материала подшип-
ника исходя из коррозионных, абразивных и других свойств ок-
ружающей среды, ее температуры, характера динамической на-
грузки.
2.	Рассчитывают длину подшипника I и корректируют ее
в зависимости от отношения l/d для выбранного материала и
выбирают толщину стенки s по справочным рекомендациям,
приведенным в п. 5—13.
3.	Подсчитывают несущую способность подшипника р по
формулам (18) и (19) и сравнивают с предельно допускаемым
давлением [р] по условию (24).
34
4.	Вычисляют скорость скольжения на поверхности шейки
вала v по формулам (27) и (28) и сравнивают с предельно до-
пустимой скоростью скольжения для выбранного материала.
5.	Определяют значение pv и сравнивают с предельно допу-
скаемым [ру] по соотношению (48).
6.	Уточняют размеры подшипника I и d по условиям (24),
(25) и (48), не выходя за пределы рекомендованных отноше-
ний l/d.
7.	Подсчитывают температуру подшипника по формулам
(59) и (60) и сравнивают с предельно допускаемой температу-
рой [/] для выбранного материала по выражению (61).
8.	Уточняют материал подшипника по выражению (61).
9.	Выбирают величину оптимального зазора в соединении
по рекомендациям, изложенным в п. 5—13 или определяют по
формулам (62) и (64).
После проведения указанного расчета используют рекомен-
дации по конструктивному оформлению подшипникового узла,
нормативные документы и имеющиеся отраслевые стандарты,
например на подшипники из силицированного графита —
ОСТ 26-06-760—73, вкладыши металлокерамические — ТУ
16-509.015—75 и др.
В случае невозможности разработки подшипников сухого
трения из известных материалов для экстремальных условий
вновь создаваемого оборудования, выбор новых, не изученных
ранее антифрикционных материалов и пар трения производят
путем проведения специальных исследовательских работ с уче-
том конкретных условий эксплуатации подшипникового узла.
Другим решением является использование подшипников жид-
костного трения с усложнением конструкции (вынос подшипни-
ковых узлов из зоны высоких температур, применение уплот-
нительных устройств для отделения коррозионной среды
и т. п.).
Методика расчета подшипников жидкостного трения изло-
жена в трудах М. И. Яновского, А. К. Дьячкова, М. В. Коров-
чинского, Д. С. Коднир, М. Г. Ханович и др., а также в работе
С. А. Чернавского [88].
Особое место занимают опоры трения приборов. От их пра-
вильного выбора с минимальными моментами трения в значи-
тельной мере зависит точность приборов и усилия, действующие
на их подвижные детали. Наиболее широкое распространение
получили опоры с одноразовым смазыванием маслом при сборке
или ремонте. В опорах скольжения приборов применяют и твер-
дые смазки, а также самосмазывающиеся композиционные ма-
териалы. Описание типовых конструкций опор скольжения и
качения приборов, методики их расчета и рационального вы-
бора материалов пар трения изложены в специальной литера-
туре [40, 58].
2*
35
Глава II. КОНСТРУКЦИИ, ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
И ОСОБЕННОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ
ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ
4. ТВЕРДЫЕ СМАЗОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Твердые смазочные материалы, способные легко расщеп-
ляться под механическим воздействием, образовывать тонкую
смазывающую пленку на поверхности трения или сопряженной
поверхности во время скольжения, разделяющую трущиеся по-
верхности и обладающую низким коэффициентом трения, позво-
лили разработать подшипники сухого трения. Действие пленки
жидкого смазочного материала сводится к разделению трущих-
ся поверхностей слоем жидкости и ослаблению силы сцепления
между ними. Этими свойствами обладают и некоторые твердые
материалы в виде порошков, пленок и брусков (карандашей).
Разница между твердыми и жидкими смазочными материалами
главным образом количественная, но резкой границы здесь нег.
Так, твердые смазочные материалы в виде пленок и покрытий
имеют коэффициенты трения порядка 0,05—0,15, т. е. близкие
коэффициентам трения жидкостной и граничной смазок. Как
следует из ГОСТ 23.002—78 жидкостная и твердая смазки от-
носятся к видам смазок, при которых разделение поверхностей
трения деталей, находящихся в относительном движении, осу-
ществляется соответственно жидким и твердым смазочными ма-
териалами. Однако по способам применения, отводу тепла и'
смазывающим свойствам жидкие смазочные материалы имеют
преимущества перед твердыми и могут быть заменены твердыми
только с ухудшением эксплуатационных характеристик. Это
объясняется прежде всего меньшей долговечностью твердых
смазывающих материалов из-за изнашивания. Их восстановле-
ние в процессе изнашивания либо невозможно, либо сопряжено
с большими трудностями конструктивного и эксплуатационного
свойства. Недостатком твердых смазывающих материалов -яв-
ляется также затрудненный отвод тепла от смазываемых по-
верхностей, осуществляемый теплопроводностью. Поэтому
нельзя говорить о том, что твердые смазочные материалы могут
постепенно вытеснить жидкие и пластичные смазочные мате-
риалы. В основном при твердой смазке возможно расширение
области использования узлов трения, например в вакууме, в кор-
розионных средах и т. п. Их применение в этих условиях обес-
печивает существенную экономическую эффективность, а иногда
является единственно возможным решением.
Прежде чем перейти к рассмотрению смазок и конструкций
подшипников, необходимо отметить, что для подшипников су-
хого трения, смазываемых твердыми веществами, необходим
подбор материалов пары втулка — вал таким образом, чтобы
SR
в отсутствии смазывания они обладали достаточными антифрик-
циоными свойствами, прирабатываемостью, отсутствием зади-
рания и схватывания. Это позволит предотвратить аварийную
ситуацию при износе или разрушении смазывающего материала,
который имеет конечный срок службы со значительным разбро-
сом во времени.
К твердым смазочным материалам не будем относить кон-
струкционные самосмазывающиеся материалы, содержащие
в своем составе твердые смазывающие вещества и использую-
щиеся для изготовления втулок, вкладышей и других деталей*
В подшипниках сухого трения применяют для смазывания по-
рошки, твердосмазочные суспензии и полимерные лаки, твердые
смазывающие материалы, размещенные в деталях подшипника
для контактного смазывания, при котором на поверхность дви-
жущейся детали наносится твердый смазочный материал, от-
деляющийся от специального смазывающего бруска или каран-
даша, прижимаемого к поверхности.
Твердосмазочные порошки. Порошки для смазывания под-
шипников сухого трения не получили широкого распростране-
ния. Причинами этого являются плохая адгезия порошка к по-
верхности трения, трудность подвода его в зону контакта, воз-
можность образования неравномерной поверхностной пленки,
иногда вызывающей заклинивание при малых зазорах и попа-
дании в них продуктов изнашивания пленки. Тем не менее твер-
досмазочные порошки, которые приведены в табл. 8, являются
обязательными компонентами твердых смазок и наполнителями
в самосмазывающихся материалах.
Графит (С)—один из лучших наиболее широко применяю-
щихся твердосмазочных материалов. Благодаря своей струк-
туре он легко расщепляется и сохраняет свою слоистую струк-
туру после уменьшения размеров частиц в процессе трения. Во
время приработки на трущихся поверхностях образуется ориен-
тированная пленка графита с низким коэффициентом трения
(0,09—0,15), который зависит от присутствия водяных паров.
Адсорбированные пары жидкостей значительно улучшают сма-
зывающие свойства графита. При температуре 450 °C графит
окисляется, но продукты окисления не обладают абразивным и
коррозионным действием. Графит более предпочтителен для
применения при высоких температурах и в агрессивных средах,
так как химически инертен. Он применяется в смеси с другими
смазочными материалами. Наилучшими смазывающими свой-
ствами обладает элементный малозольный природный графит
Завальевского месторождения по ТУ 21-25-148—75. Сухие кол-
лоидно-графитовые препараты из искусственного графита по
ОСТ 6 08-375—74 используются как наполнители самосмазываю-
щихся композиционных материалов и твердых смазывающих
веществ. Подробные сведения о графите как твердом смазываю-
щем материале приведены в литературе [9, 10, 23, 47, 73]
37
Таблица 8. Твердосмазочные порошки для смазывания подшипников
Наименование	Способ нанесения иа поверхность подшипника	Условие применения
Г рафит	Распыление аэрозолей, суспензий коллоидного графита	При температурах до 540 °C в среде агрессивных газов
Дисульфид молиб- дена	Распыление аэрозолей, суспензий; шаржиро- вание; катодное напы- ление тонких пленок в вакууме	При температурах от —180 до +525 °C, статистическом давле- нии 30 000 кгс/см2, динамическом 7 000 кгс/см2, в ва- кууме, в коррозионной и радиоактивной среде
Нитрид бора (белый графит)	Шаржирование; нане- сение 10%-ной водной пасты, суспензий в вод- ном растворе аммиака	При температурах до 200 °C; в виде окиси бора — до 540 °C, в ва- кууме
Дисульфид вольф- рама	Распыление аэрозолей, коллоидных суспензий в спирте, воде, масле	При температурах до 500 °C в воздухе, до 1250 °C в вакууме
Диселенид вольфрама	Вдувание порошка	В вакууме при кон- тактном давлении до 13 000 кгс/см2
Окись свинца, серни- стый висмут, хлори- стая медь	Вдувание порошка в атмосфере азота	При температурах до 650 °C и давлениях до 7 000 кгс/см2
Дисульфид молибдена (MoS2) по ТУ 48-19-133—75 широко
применяется в качестве твердой смазки. Получают его из при-
родного молибденита после очистки от примесей. Искусственный
дисульфид молибдена мало пригоден для смазывания вслед-
ствие прочных межатомных связей. Смазывающие свойства ди-
сульфида молибдена обусловлены его пластинчатой структурой,
в которой атомы серы, адсобируясь на металлических поверх-
ностях, скользят друг по другу с малым коэффициентом трения
(0,02—0,07), а атомы молибдена создают прочный и упругий
каркас. Коэффициент трения дисульфида молибдена f умень-
шается с увеличением давления р (рис. 4). Зависимость коэф-
фициента трения f дисульфида молибдена от температуры t по-
казана на рис. 5. При температуре выше 400 °C дисульфид мо-
либдена окисляется с постепенным образованием окиси молиб-
дена МоО3, не обладающей смазывающими свойствами. При
этих температурах более эффективен дисилицид молибдена
(MoSi2) несмотря на высокий коэффициент трения (рис. 6).
8
Дисульфид молибдена сохраняет смазывающие свойства в ва-
кууме до 1100 °C, после чего распадается на молибден и серу.
Он не ядовит и химически устойчив, но присутствие воды сни-
жает смазочные свойства. Дисульфид молибдена применяется
в смеси с другими смазывающими материалами и как компо-
нент самосмазывающихся композиций. Физико-механические
Рис. 4. Коэффициент трения f
дисульфида молибдена в за-
висимости от давления р
в зоне контакта
Рис. 5. Коэффициент трения f
дисульфида молибдена в зави-
симости от температуры t (ско-
рость скольжения 60 см/с, на-
грузка 20 кгс)
свойства, способы получения и области применения дисульфида
молибдена подробно изложены в литературе [9, 10, 75].
Нитрид бора (BN) имеет слоистую структуру, близкую
структуре графита. При высоких температурах он окисляется
и образует окись бора (В2О3), которая также является хорошим
смазывающим материалом. Коэф-
фициент трения нитрида бора со-
ставляет около 0,1, в вакууме до 0,5,
при высоких температурах до 0,4—
0,5 (200—500°C) и 0,3 (1000°C).
Нитрид бора химически стоек в сла-
бых кислотах. Растворяется в кон-
центрированной серной, соляной и
плавиковой кислотах, подвержен
гидролизу в кипящей воде. Пары
органических веществ улучшают
его антифрикционные характеристи-
Рис. 6. Зависимость коэффи-
циента трения f дисилицида
молибдена от температуры t
ки. При высоких температурах
нитрид -бора нуждается в очистке от кристаллов борной
кислоты, которая проявляет абразивные свойства. В табл. 8
приведены твердосмазочпые порошки, применяемые для сма-
зывания подшипников. Графитовый порошок для смазывания
подшипников использовал Н. А. Спицын [79]. Подшипники из
свинцовистой латуни ЛС59-1 были выполнены в виде плаваю-
щей втулки со сквозными сверлениями и установлены в кор-
пусе с габаритами шарикоподшипника 205 (25 X 52 X 15 мм).
После приработки их к шейкам вала, смазываемым смесью гра-
фита (46%) и цилиндрового масла (54%) углубления, получен-
39
ные путем сверления (карманы), заполнялись графитовым по-*
рошком. С радиальной нагрузкой R — 45 кгс и частотой вра-
щения п — 900 об/мин подшипники работали до 229 ч со
средней температурой 38—42 °C. Эти испытания доказали воз-
можность применения при высоких скоростях подшипников с
графитовой смазкой. Их улучшенные конструкции дали возмож-
ность увеличить срок службы до 600 ч при работе с малой на-
грузкой (рис. 1,а и б). Разработаны конструкции шарикопод-
Рис. 7. Подшипник с карманами для твердой смазки:
а — с 24 отверстиями диаметром 5 мм; б — с 8 карманами
диаметром 11 мм
S)
шипников, смазываемых графитовым порошком, достаточно дол-
говечные для тихоходных валов с частотой вращения до
20 об/мин [26]. Для смазывания подшипников могут быть при-
менены и другие твердосмазочные порошки (дисульфид молиб-
дена и др.).
В. Г. Павловым и Ю. Н. Дроздовым в Государственном науч-
но-исследовательском институте машиноведения АН СССР пред-
ложен магнитный способ подачи порошкообразного твердого
смазочного материала в зону трения [81]. По этому способу
в порошок дисульфида молибдена вводят магнитный порошко-
образный материал, например никель (смесь состоит из 80%
дисульфида молибдена и 20% никеля), а узел трения выпол-
няют из магнитных материалов и размещают в магнитном поле.
В результате магнитного взаимодействия обеспечивается цир-
куляция смазочного материала и непрерывная его подача в зону
фрикционного контакта.
40
Твердосмазочные полимерные пленки. Введение твердосма-
зочных порошков в связующее (пленкообразующее вещество)
неорганического или органического происхождения позволяет
повысить их адгезию к трущейся поверхности, износостойкость
и срок службы. В качестве органических связующих приме-
няются смолы термопластичные (алкиды, винилы) или термо-
реактивные (эпоксидные, фенольные, меламиновые), неоргани-
ческих связующих — силикат натрия, фосфаты, бораты, а рас-
творителями служат вода, спирт, толуол и др. Суспензии твер-
дых порошков в связующем, а также полимерные вещества
после соответствующей технологической обработки образуют на
поверхности трения тонкие пленочные покрытия, обладающие
смазывающими свойствами с низким коэффициентом трения.
Они применяются при использовании одинаковых материа-
лов в паре трения (сталь—сталь) как противозадирные, для
резьбовых соединений, в ходовых винтах, втулках и под-
шипниках скольжения, работающих в вакууме, в . агрессивных
газах и в воздухе, для предупреждения фретинг — корро-
зии, в парах трения резина — металл без смазки и в других
узлах.
Наилучшие смазочные покрытия (табл. 9) разработаны и
исследованы Л. Н. Сентюрихиной с сотрудниками во ВНИИ НП
[75]. Твердые смазочные покрытия ВНИИ НП в состоянии по-
ставки представляют собой суспензии, содержащие до 10—40%'
антифрикционного компонента (дисульфид молибдена, коллоид-
ный графит), а после нанесения суспензии на трущуюся поверх-
ность подшипника и ее отверждения — твердое смазочное по-
крытие с толщиной пленки 20—30 мкм. Тонкие пленки (менее
5 мкм) недолговечны, быстро изнашиваются, толстые отслаи-
ваются, имеют недостаточную адгезию. Зависимость коэффи-
циента трения от толщины пленки показана на рис. 1. Анти-
фрикционные свойства и срок службы смазочных покрытий
в большой степени зависят от подготовки металлической поверх-
ности, толщины пленки, природы металла, на который нанесена
пленка, температуры поверхности. Подготовка стальной поверх-
ности включает обезжиривание, пескоструйную обработку или
травление, повышающие шероховатость и удаляющие окислы
и загрязнения, и фосфатирование для защиты от атмосферной
коррозии и повышения прочности покрытия (анодирование для
алюминия, пассивирование для медных сплавов).
Прочность пленки, содержащей дисульфид молибдена, и из-
носостойкость значительно увеличиваются при нанесении ее на
предварительно фосфатированную поверхность металла. По
данным [75] долговечность покрытий на углеродистой стали и
чугуне, нанесенных на фосфатный слой, повышается с 0,3—0,5
до 24—25 ч. Сочетание фосфатирования с пескоструйной обра-
боткой увеличивает долговечность покрытий в 100 раз. В каче-
стве фосфатирующего раствора наибольшее распространение
41
Таблица 9. Суспензии ВНИИ НП для твердосмазочпых покрытий
Время работы до истирания по ГОСТ 11613-65. ч	£1^ от с _____
Рабочая температура, °C	От —60 до 4-250 (в вакууме до 10“ мм рт. ст. до 900) От -70 до -4-150 (в вакууме до 10~ мм рт. ст.) От —60 до 250 (в вакууме до ш-9 10 мм рт. ст. до 900) От —60 до 4-300 (в вакууме до 10“ мм рт. ст. при радиации 10'1 рад) До 300 До 350
Особенности технологии отверждения	При 300 °C в те- чение 3 ч При 150 °C в те- чение 2 ч При 300 °C в те- чение 3 ч Сушка при 120 °C, отверждение при 180 °C в течение 2 ч При 300 °C в те- чение 3 ч Сушка при 150 °C, ступенчатое отверж- дение (пять стадий) от 20 до 300 °C через 0,5 ч
Способ нанесения на поверхность трения	Распыление, окуна- ние или нанесение кистью на подготов- ленную поверхность, нагретую до 150—200 °C То же, на поверх- ность, нагретую до 150 °C То же 1 Распыление (марка А); нанесение кистью (марка В) То же Окунание и нанесение на металлическую по- верхность, подвергну- тую	пескоструйной обработке, с последу- ющим никелированием и нагревом до 80—100 °C
Технические условия	ТУ 38-10186-75 ТУ 38-101594-75 ТУ 38-10187-75 ТУ 38-101558-75 ТУ 38-101470-74 ТУ 38-101584-75
Наименование суспензии для твердосмазочиого покрытия -•			ст>	со	со	о	о	— о	—<	—	со	ю	но 04	СЧ	СЯ	СЧ	сч	сч Ё	СЁ	Ё	Ё Ё С	ЕС	С	СЕ S	ЕЕ	S	ЕЕ S	ЕЕ	S	ЕЕ Е	ЕС	С	СЕ СО	ИЗ	СД	со	ИЗ	ей
42
получил фосфат цинка. Реакция фосфатирования проходит так:
3Zn (Н2РО4)2 = Zn3 (РО4)2 + 4Н3РО4;
2H3PO4+Fe = Fe (Н2РО4)2 + Н2.
На поверхности образуется пористый фосфатный слой тол-
щиной 3—10 мкм, микротвсрдостыо более 100 кгс/мм2, увеличи-
вающий адгезию пленочного покрытия к основному металлу и
предохраняющий его от коррозии.
Суспензию ВНИИ НП наносят на поверхность путем оку-
нания, распыления пистолетом-распылителем или намазывания
кистью. Затем в зависимости от природы связующего произво-
дится термообработка с целью отверждения покрытия. Подроб-
но технология обезжиривания, фосфатирования и других опе-
раций получения твердосмазочных покрытий ВНИИ НП изло-
жена в инструкции [35]. Результаты исследований новых марок
ВНИИ НП-215, ВНИИ НП-251, ВНИИ НП-268 приведены в ли-
тературе [81]. Следует отметить, что смазочные покрытия
ВНИИ НП пригодны только при сухом трении, особенно в ва-
кууме. В жидкостях они отслаиваются и быстро разрушаются.
В агрессивных газах и парах применяют антифрикционные
покрытия в виде фторопластовых лаков и суспензий, разрабо-
танные НПО «Пластполимер» (табл. 10). С добавлением ди-
сульфида молибдена во фторопластовые лаки значительно воз-
растает срок службы покрытий. Так, в аппарате с перемеши-
вающим устройством для вязких сред (рис. 8) использование
шарнирной муфты и нижнего подшипника на разрезном валу
мешалки без периодического смазывания позволило снизить за-
траты на ремонт и повысить качество продукта. Упорные диски
шарнирной муфты покрыты смесью фторопластового лака
ФБФ-74Д (35—45%) и дисульфида молибдена (55—65%), ра-
диальные подшипники муфты выполнены из углепластика
АМС-1, а втулка нижнего подшипника скольжения вала — из
композиционного материала Ф40С15М1,5. Опытно-промышлен-
ные испытания позволили рекомендовать шарнирную муфту для
длительной эксплуатации (более 1000 ч) без смазки в среде
простых полиэфиров (окись пропилена, щелочь) при повышен-
ной температуре (120 °C) и частоте вращения мешалки
380 об/мин [4]. Суспензии и лаки наносятся на отпескоструен-
ную поверхность кистью, распылителем, а также путем окуна-
ния. Они технологичны и не требуют высокой температуры спе-
кания.
Подшипники скольжения с твердосмазочными покрытиями
исследовались в атмосфере и в вакууме С. Л. Гафнером [25].
Покрытия ФБФ-74Д, ФБФ-48Д, ВНИИ НП-212 и другие нано-
сились на подшипники с d — 15 мм (l/d = 1) из стали 20X13
(НВ380) и на валы из этой же стали с шероховатостью 7-го
класса. Коэффициент трения подшипников с твердосмазочными
43
Особенности покрытия	Вследствие повышенной диффу- зионной проницаемости не может служить в качестве антикоррозион- ного покрытия, а также абразиво- стойкого (из-за мягкости покрытия)	Покрытие в 50—60 раз более износостойкое, чем чистый фторо- пласт 4Д и в 10 раз, чем покрытие лаком ФБФ	Более высокая адгезия к метал- лам и керамике, чем у суспензии фторопласта 4Д	Высокая адгезия к нержавеющей стали; вибростойкость	Покрытие, наносимое на поверх- ность спеченной металлокерамиче- ской ленты
Тол- шина, мкм	о о	15-30	15-30	15—30	10-20
Макси- мальная ' темпера- тура в зоне контакта, °C	155—200	120-150	100-125 (кратко- вре- менно до 300)	155-200	До 280
Темпе- ратура спекания, °C	370	20-150	150-200	1	370
Состав	Стабилизированная взвесь тонкодисперспого порошка фторопласта 4Д или 4ДП в воде с концентрацией 58-65%	Полимерное связующее, растворенное в органическом растворителе и наполненное порошком фторопласта 4Д. Содержание сухого остатка 26-32%	Полимерное	связующее (типа БФ), наполненное тон- кодисперсным порошком фто- ропласта 4Д. Содержание сухого остатка 74%	Гомогенное вязкотекучее связующее с порошком фто- ропласта 4Д. Содержание фторопласта 27%	Двухфазная система, полу- чаемая методом коагуляции суспензии фторопласта 4ДВ (75%) и спиртовой диспер- сией дисульфида молибдена (25%)
Материал	Фторопластовая сус- пензия	4Д. 4ДП (МРТУ 6-05-1246-69)	Антифрикционный лак ВЛФ-31 (ТУ 6-05-041-334-71)	Антифрикционный лак ФБФ-74Д (МРТУ 6-М—862—61)	Фторопластовая ком- позиция	ФК-33 (ТУ 6-05-041-337—71) 			Антифрикционная фторопластовая паста Г1ФМ-75 (ТУ 6-05-041-335—71)
44
покрытиями и срок службы в зависимости от давления пока'
заны на рис. 9 и рис. 10. Установлено также, что коэффициент
трения у фторопластовых покрытий в вакууме выше, чем на ВОЗ'
духе, а у смазок ВНИИ НП меньше. Соответственно срок
службы у смазок ВНИИ НП в вакууме остается тем же, что и
на воздухе, а у фторопластовых покрытий типа ФБФ умень-
шается. Увеличение температуры внешнего нагрева несмотря на
снижение коэффициента трения приводит к сокращению ресурса
Рис. 8. Аппарат с перемешивающим устройством для вязких сред:
а — общий вид; б — шарнирная муфта:
1 — привод; 2—корпус; 3—верхняя часть вала; 4 — нижняя часть вала; 5 — конце-
вой подшипник скольжения
работы подшипников с твердосмазочными покрытиями. Покры-
тие можно наносить как на подшипник, так и на вал, так как
в процессе работы антифрикционный слой легко мигрирует с од-
ной поверхности трения на другую.
Недостатком подшипников с твердосмазочными покрытиями
является невысокий срок службы, который составляет от не-
скольких часов до десятков часов, особенно при высоких дав-
лениях, невозможность восстановления смазывающей пленки
в процессе работы, а также большой разброс по сроку службы
для одного и того же покрытия при одинаковых условиях ис-
пытаний. Поэтому на практике твердосмазочные покрытия ча-
сто применяют в качестве приработочных, например, на парах
45
Рис. 9. Коэффициент трения f
подшипников с твердосмазоч-
ными покрытиями в зависи-
мости от давления:
1 — ВПИИНП-212;	2 — ФБФ 48Д;
8 — ВНИИНП-230; 4— ФБФ-74Д (ско-
рость скольжения 4 см/с)
трения сталь — чугун, что обеспечивает более устойчивую и
долговечную работу, либо в условиях кратковременного кон-
такта, предохраняющего пару трения от схватывания и заеда-
ния. Они эффективны в условиях фретинг-коррозии и очень вы-
соких нагрузок, достигающих зна-
чений предела текучести материала
подложки.
Твердосмазочные покрытия, име-
ющие малое сопротивление срезу,
нанесенные на жесткое и твердое
основание, могут служить высоко-
температурными смазывающими
материалами (табл. 11). Например,
пленка свинца, сопротивление срезу
которой (128 кгс/см2) меньше, чем
у стали (7000 кгс/см2), имеет ко-
эффициент трения 0,2—0,3. Тверды-
ми смазками при высоких темпера-
турах могут служить мягкие метал-
лы, окислы и другие материалы.
Твердосмазочные брикеты (ка-
рандаши). Непрерывное возобнов-
ление пленки твердого смазочного
материала на рабочих поверхностях
подшипника может быть осущест-
влено контактным смазыванием или способом «ротапринт», пред-
ложенным Институтом машиноведения Академии Наук СССР
[10]. Этот способ заключается в переносе твердой смазки па
Рис. 10. Срок службы подшипников с твердосмазо-
чпыми покрытиями в зависимости от давления р:
1 — ФБФ-74Д; 2 — ФБФ-48Д; 3—ВНИИНП-230 ; 4—ВНИИНП-212
контактирующую с ним металлическую поверхность непрерыв-
ным намазыванием. Твердая смазка наносится в процессе ра-
боты подшипника, что позволяет значительно увеличить его срок
службы. Разработаны твердые брикетированные смазки на основе
дисульфида молибдена, например смазка ВНИИ НП-218 и ее мо-
дификации различной твердости, работоспособные при темпе-
46
Жидкие металлы: Окунание, шаржирование, диффузионное Температура от 400 до 2000 °C, только в ва-
галлий, индий, вис- покрытие в вакууме при высокой температуре кууме до 10-9 мм рт. ст. или в инертной среде
мут, кадмий
47
ратуре до 400 °C. Ее можно использовать в форме брикетов
(карандашей), прижимаемых к рабочей поверхности вала или
вкладыша подшипника с помощью центробежных сил инерции,
пружин или другого устройства. Твердый брикет получают прес-
сованием дисульфида молибдена со связующим (бакелит, руб-
ракс) под давлением 400 кгс/см2 по специально разработанной
технологии [75].
Конструкция ротапринтного подшипника приведена на
рис. 11 [76]. Подшипник состоит из внутренней втулки 6, за-
крепленной на валу 4, наружной втулки 1 и трех смазывающих
Рис. И. Конструкция ротапринтного подшипника
брикетов 2, расположенных в гнездах 5 вала под углом 120°.
Брикеты 2 могут свободно перемещаться в радиальном направ-
лении в гнездах вала, совпадающих с окнами во внутренней
втулке. При вращении вала за счет центробежной силы брикеты
прижимаются к поверхности втулки 1 и смазывают ее. Для уси-
ления прижатия под брикеты помещают свинцовые подкладки 3.
Испытанию подвергли подшипник с диаметром наружной втул-
ки 16 мм, выполненной из стали 20X13, и внутренней — из
бронзы БрОФЮ-1. Смазочные брикеты были изготовлены из
композиции на основе дисульфида молибдена. В результате ис-
пытания установлено, что оптимальной частотой вращения вала
для ротапринтного подшипника в воздушной среде является
4000—9000 об/мин, допускаемое давление до 3 кгс/см2, темпе-
ратура до 150°C. Давление вала на смазывающие брикеты не
должно превышать 0,5 кгс/см2. В этих условиях коэффициент
трения составил 0,04—0,12 при максимальной скорости изнаши-
вания смазывающих брикетов —10 мкм на 1 км пути (интен-
сивность изнашивания I — 4,8-10’8 г/см3). Ротапринтные под-
шипники скольжения могут быть использованы в вакууме.
Подшипник с контактным смазыванием брикетами твердой
смазки, установленными неподвижно во втулке и прижимае-
48
устанавливают в канавки, от-
Рис. 12. Подшипник с контактным
смазыванием брикетом твердой смазки
1 — вал; 2— втулка; 3— об him а; 4— пружина;
5 — брикет твер..о.1 смазки
мыми пружинами к валу, показан на рис. 12. Приработка та-
кого подшипника производится с дополнительным покрытием
вала тонкой пленкой смазочного материала.
Разработаны конструкции подшипников, в которых брикеты
твердого смазочного материал
верстия или углубления во
вкладышах. Намазывание по-
верхностей трения контактным
способом происходит при на-
греве подшипника вследствие
неодинакового объемного рас-
ширения материала вкладыша
и брикета. При этом часть
смазки поступает в зону кон-
такта и образует смазываю-
щую пленку. Для изготовления
таких подшипников использу-
ют различные бронзы и другие
антифрикционные сплавы (на-
пример, на основе алюминия),
которые выдерживают нагруз-
ку на сжатие до 2100—
3500 кгс/см2. В качестве твер-
дого смазывающего материа-
ла применяют композиции из
графита или дисульфида молибдена, меди, сплавов медь — сви-
нец, фторопласта и других компонентов. Бронзовые вкладыши и
втулки со вставками твердой смазки показаны на рис. 13. Для
подобных подшипников в
условиях периодической ра-
боты допускаются значения
[р]	220 кгс/см2; [у] <
< 0,6 м/с; [ри] < 18 4-
4-26 кгс-м/(см2-с); а в ус-
ловиях непрерывной более
тяжелой работы [р] < 70 4-
4- 140 кгс/см2; [у] < 1,5 4-
4-2,5 м/с; [ри] < 11 кгс-м/
/(см2-с). Коэффициент тре-
ния рассматриваемых под-
шипников при средних и
больших нагрузках составляет 0,04—0,09, а для небольших на-
грузок 0,15. Рекомендуются следующие конструктивные соотно-
шения размеров: l/d — 1,5 4- 2,5, а толщина стенки s = 0,ld.
Рабочий зазор, принимаемый по посадкам Е8 и Д8 стандарта
СТ СЭВ 144—75 должен быть на 25—50 мкм больше, чем у
обычных бронзовых втулок. Поверхность вала должна соответ-
ствовать 8-му класссу шероховатости (Ra — 0,32 4- 0,63) по
49
Рис. 13. Конструкции вкладышей (а) и
втулок (и) из пористой бронзы с гра-
фитовыми вставками
ГОСТ 2789—73. При добавлении в графит смазочного масла
срок службы подшипников увеличивается, а износ снижается.
Для трущихся поверхностей сталь — сталь В. Д. Евдокимо-
вым предложены смазывающие элементы, выполненные из не-
подвижно закрепленных в одной из стальных поверхностей мед-
ных вставок [31]. Такие комбинированные подшипники сколь-
жения показали высокую износостойкость в масле индустриаль-
ное 30 с 2%-ной добавкой олеиновой кислоты благодаря трению
в режиме избирательного переноса с образованием на контакт-
ных поверхностях медной пленки. Использование медных вста-
вок в качестве намазывающих брикетов в сочетании с поверх-
ностно-активными веществами в стальных подшипниках позво-
ляет заменить ими бронзовые втулки, например, из бронзы
БрОЦ! 16-6-3, и экономить цветные металлы. Намазывающие
брикеты выполнялись также из бронзы и перманганата калия
(50—60%) в эпоксидной смоле.
б. ПОДШИПНИКИ ИЗ ГРАФИТА И УГЛЕПЛАСТИКОВ
Подшипники из углеграфитовых материалов из-за малого
износа с достаточно низким коэффициентом трения, высокой
теплостойкости и теплопроводности, повышенной коррозионной
стойкости получили распространение в различных отраслях
промышленности [22, 34, 73, 89, 91].
Механизм трения графита по металлу ранее представляли
только в виде образования ориентированной пленки, состоящей
из частиц графита, на трущейся поверхности [65]. Ориентиро-
ванные слои графита образуются в период приработки подшип-
ника, которая сопровождается высоким износом и ростом тем-
пературы в зоне контакта. К концу периода приработки коэф-
фициент трения снижается с 0,12—0,15 до 0,04—0,05 и скорость
изнашивания становится незначительной. На контактных по-
верхностях вала и подшипника образуются пленки из частиц
углерода, внешне похожие на пленки меди в процессе избира-
тельного переноса пары трения медный сплав — сталь [24, 66].
Образование пленок при сухом трении создает эффект безызнос-
ности и значительно увеличивает срок службы графитовых
подшипников в сравнении с работой их при смазывании жидко-
стями, когда такой пленки не образуется. Исследования пока-
зали, что графит теряет смазывающую способность в осушен-
ных газах, в вакууме и даже в сухом воздухе при температуре
выше 300 °C. Так при трении графита по меди в вакууме
(10-6— 10-5 мм рт. ст.) даже с очень малыми давлениями на-
блюдается катастрофическое изнашивание графита с одновре-
менным возрастанием коэффициента трения. Коэффициент тре-
ния снижается с введением в зону трения газов, паров, жидко-
стей, адсорбирующихся на поверхности и обеспечивающих
слабую связь в кристаллической решетке графита [99].
50
В настоящее время установлено, что при соприкосновении
контактирующих участков графита и металла при трении в их
точки контакта, вследствие высокого электрического потенциала
этой пары трения, осаждаются подвижные адсорбированные
молекулы газа. Они разделяют контактирующие поверхности и
служат смазывающим материалом для пары трения. Этот новый
взгляд на теорию трения графита позволил использовать спе-
циальные графитовые материалы для работы в вакууме до
10-5 мм рт. ст. и при высоких температурах на воздухе (до
700 °C), искусственно создавая адсорбированные на поверхно-
сти вещества, вводимые в графит при изготовлении заготовок.
Неоднократные испытания углеграфитов на машинах трения,
проведенные автором с сотрудниками, позволили выяснить, что
низкие коэффициенты трения порядка 0,05—0,08 могут быть
получены только после длительной приработки в течение сотен
часов и при наличии адсорбированной влаги. Продолжительное
время коэффициент трения сохраняется на уровне 0,15—0,2,
а это при сухом трении способствует выделению большого ко-
личества тепла и нагреву подшипника, особенно при трении
с повышенными нагрузками и скоростями скольжения. Так, опы-
том установлено, что при pv = 16 кгс-м/(см2-с) количество вы-
деляющегося тепла при коэффициенте трения 0,21 эквивалентно
1 кВт или 860 ккал/ч, и подшипник значительно нагревается.
Испытания показали, что изнашивание графитовых подшип-
ников наиболее интенсивно проходит в период приработки, при-
чем продукты износа необходимо выводить из зоны трения, на-
пример периодической продувкой во избежание чрезмерного из-
носа вала от абразивного действия частиц графита, содержа-
щих примеси. Вследствие этого для защитной втулки вала
применяют твердые коррозионно-стойкие материалы, такие как
нержавеющие стали 40X13, 95X18, 14Х17Н2, наплавки стелли-
та, сормайта, хромированные покрытия, силицированный гра-
фит и др.
Особенно изнашивание графитовых опор увеличивается
в жидких средах (в 5—10 раз) по сравнению с сухим трением
при одновременном уменьшении коэффициента трения (0,01—0,1
вместо 0,1—0,3). Так, проведенные испытания вертикального
герметичного электронасоса с подшипниками и подпятником из
графита, работающими в воде при скоростях скольжения 7 м/с,
показали неудовлетворительное состояние шеек вала из стали
12Х18Н10Т (глубокие риски и высокий износ графитовых вту-
лок). В условиях смазывания водой или другими жидкостями
более целесообразно применять пропитанные металлами угле-
родные материалы (табл. 12). Физико-механические свойства
антифрикционных углеродных пропитанных материалов даны
в табл. 13. Недостатки физико-механических свойств углегра-
фитовых материалов устраняют путем рационального конструи-
рования графитовых опор. Так, при нагреве графитовых под-
51
2
аз
л
о
s
аз
ь
S
Таблица 13. Физико-механические свойства углеродных пропитанных материалов и углепластиков
Свойства	.	Марка материала							
	AMC-I	АФ-ЗТ (АФ-ЗТС)	НИГРАН-В	2П-1000Ф	МГ-ФФ	АГ-1500-С05	АПГС	
Плотность, г/см2	1,74-1,76	1,73-1,80	1,80-1,85	1,65-1,70	1,80-1,85	2,50-3,10	2,40-2,70	
Прочность при сжатии (кгс/см2) и температуре °C: 20 200	1 600-1 800 300-400	900-1 500 600	1 300-1 600	1 600-1 700	700-800	1 500-1 600	1 400-1 500	
Прочность при изгибе, кгс/см2	500-700	600-800	500-600	600—750	200-350	600-750	600-700	
Твердость по Бринелю	40	48-54	90	70-75 (по Шору)	35 (по Шору)	65-70 (по Шору)	—	
Ударная вязкость, кгс-м/см2	2-3,5	2	з (до 5,5)	16	2-4	1,0-1,3	2-4	2—4	
Коэффициент линейного расширения а - 10"6> 1/°С	40-42	17-19	4-5	6	—	6-8	7-8	
Коэффициент теплопровод- ности, ккал/(ч • м • °C)	3-5	2-3	18-20	70	80-100	70	85-95	
Допустимая рабочая тем- пература, °C	От —60 до +200	От —60 до +250	300	400	От -18 до +180	300	300	
Рис. 14. Конструкция графитового
подшипника с постоянным зазором
при нагреве:
1—латунная обойма; 2—графитовый вкла-
дыш; 3—посадочный поясок обоймы; 4—вал;
£—буферный поясок; 6—-воздушная камера;
7—гайка; 8—штифт; У—корпус
шипников вследствие низкого коэффициента линейного расши-
рения в три раза менее, чем у стали имеется опасность заклини-
вания вала на ходу. Путем подбора материалов обоймы под-
шипника и вала с коэффициентами линейного расширения, обес-
печивающими стабильность зазоров при нагреве возможно со-
здание теплостойких графитовых опор. Подшипник с газовой
смазкой, разработанный для электрошпинделей [89], благодаря
компенсации тепловых расширений надежен в работе при по-
вышенном нагреве узла без подвода воздуха для смазки и
в момент пуска. Подшипник
(рис. 14) состоит из вклады-
ша 2 с конической поверхно-
стью, выполненного из гра-
фита АГ-1500-Б83 с коэффи-
циентом линейного расшире-
ния 6,5* 10-в 1/°С, установлен-
ного в латунную обойму 1, име-
ющую коэффициент линейного
расширения 19-10—в 1/°С и за-
крепленного гайкой 7. При
пуске ротора за 5—10 с тем-
пература повышается до 100—.
200°C. Заклиниванйя вала не
.происходит, так как графито-
вый вкладыш расширяется
вместе с обоймой, а соотноше-
ние толщин стенок подобрано
таким образом, чтобы при оди-
наковом нагреве вала и вкладыша зазор в подшипнике оста-
вался постоянным. Компенсация продольных и поперечных пе-
ремещений обеспечивается буферными поясками 5 и воздушной
камерой 6, затрудняющей теплоотвод и обеспечивающей малую
тепловую инерцию подшипника. Другой конструкцией графито-
вого теплостойкого подшипника, выполненного разрезным с ком-
пенсационным устройством на случай изменения зазора из-за
изнашивания или температурных деформаций, является кон-
струкция, изображенная на рис. 15. В корпусе о*поры / графи-
тового подшипника газодувки-установлена обойма 2, состоящая
из верхнего 3 и нижнего 4 вкладышей, выполненных из графита
марки 2П-1000. Верхний вкладыш прижат к валу плоской пру-
жиной 6, которая рассчитана таким образом, что по мере на-
грева вала от трения и его расширения по диаметру вкладыш
преодолевает усилие пружины и поднимается вверх, не допу-
ская заклинивания подшипника. С помощью клина 5 регули-
руется зазор в подшипнике, увеличивающийся с течением вре-
мени от изнашивания вкладыша. Графит марки 2П-1000, испы-
танный автором на машинах трения, оказался наиболее износо-
стойким, особенно в сочетании с высокотвердым материалом
54
контртела.,Для этой марки графита при трении всухую давле-
ние допускалось до 50 кгс/см2 без значительного его износа, ко-
эффициент трения с увеличением нагрузки снижался до 0,1 и
менее. Другие марки графита (кроме графита АГ-1500) имели
более высокие коэффициенты трения [20, 34].
Работоспособность простых углеграфитовых подшипников
характеризуется коэффициентом [ра] 20 кгс-м/(см2-мин) при
давлении до 15 кгс/см2 и [ра] =200 кгс*м/(см2*мин), но при
Рис. 15. Графитовый подшипник с компенсационным устройством
давлении 1,4—3,5 кгс/см2. Минимальные зазоры, а также тол-
щины стенок для графитовых втулок, работающих при нормаль-
ной температуре, можно ориентировочно принять по табл. 14
й 15. При технологических отклонениях изготовления и сборки
рекомендованные зазоры, если позволяет конструкция машины,
следует увеличить во избежание чрезмерного нагрева опоры и
разрешения ее. Полезным мероприятием является установка
втулки на упругие (например, резиновые) амортизаторы-про-
кладки, обеспечивающие ее некоторую податливость при коле-
баниях, снижение шума и увеличение срока службы опоры/
Отношение длины к диаметру в графитовых подшипниках при--'
нимается обычно l/d =*0,8 -4- 1,2, так как более длинные под-
55
Таблица 14. Рекомендуемые
зазоры для графитовых
подшипников
Диаметр вала d, мм	Радиальный зазор б, мм
< 10	0,005-0,015
10	0,01-0,03
25	0,03-0,05
40	0,04-0,07
80	0,06-0,08
100	0,1-0,2
150	0,2-0,3
Таблица 15. Толщины стенок
графитовых подшипников
Диаметр вала dt мм	Толщина стенки S, мм
< 10	>з
10—25	3-5
25-50	5-8
50-75	8-10
75-100	10-12
100-150	12-18
150-200	18-25
> 200	25-50
шипники разрушаются от давлений на кромках втулки при
перекосах. Размеры
в пределах 0,5—1,5
наружных и внутренних фасок принимают
мм в зависимости от диаметров втулок.
Рис. 16. Втулки подшипников скольже-
ния из углеродных материалов: а — со-
ставная; б — с закругленными перехо-
дами и скошенными кромками; в — с уста-
новкой стопорного штифта; г — в метал-
лической обойме
Для графитовых подшип-
ников шероховатость по-
верхности вала по парамет-
ру Ra (ГОСТ 2789—73) дол-
жна быть в пределах 0,16—
0,4 мкм, что соответствует
классам шероховатости по-
верхности 8в — 9а, б, в. Сни-
жение шероховатости вала
улучшает приработку и
уменьшает изнашивание в
начальный период работы.
Графитовые втулки из-за
хрупкости материала уста-
навливают в металлические
обоймы. При изготовлении
графитовых подшипников
особенно опасны различные
концентраторы напряжений:
острые углы, кромки, отвер-
стия и т. п., где возможны
сколы и разрушения. По-
этому острые края необхо-
сти возможно большим радиусом,
димо округлить по окружно-
а радиально-осевые подшип-
ники выполнять составными из отдельных деталей простой гео-
метрической формы (рис. 16, а, б). Из углеграфитовых материа-
лов не рекомендуется изготавливать фланцевые втулки, а при
изготовлении бурта длина и толщина его не должны превышать
половины толщины стенки подшипника. Для фиксации втулок от
66
проворота нельзя применять винты, клинья, прямоугольные
шпонки, которые служат причиной трещинообразования и раз-
рушения втулки. Надежно закрепляют втулку гладкие цилин-
дрические штифты (рис. 16, в). Можно также для закрепления
втулок, работающих при температуре до 100 °C, применять по-
садки с натягом, а также вклеивание с помощью лаков и клеев
на основе фенолформальдегидных и эпоксидных смол. Макси-
мальный натяги при прессовой посадке втулок в металлическую
обойму (рис. 16, г) составляет 2 мкм/мм для диаметров до
25 мм. Для больших диаметров применяют горячепрессовую по-
садку с натягом до 4—6 мкм/мм. При эксплуатации углеграфи-
товых подшипников в среде с высокой температурой рекомен-
дуется соединение графитовых втулок с металлическими
обоймами производить с большими натягами в нагретом со-
стоянии, так как вследствие различных коэффициентов линей-
ного расширения натяги ослабляются [34]. Графитовая втулка
устанавливается в корпус, нагретый на 150 °C выше рабочей
температуры подшипника и после остывания и сжатия обраба-
тывается по ее внутреннему диаметру. Такая посадка обеспечи-
вает более высокую ударопрочность подшипника, так как пре-
дел прочности графита при сжатии выше в 2—3 раза, чем при
изгибе, и в 5—10 раз выше, чем при растяжении. Все же нельзя
рекомендовать к применению графитовые опоры при вибрацион-
ных и ударных нагрузках из-за невозможности прогнозировать
их срок службы в этих условиях.
С целью повышения прочности, плотности и износостойкости
углеграфитовые материалы пропитывают металлами и смолами.
Пропитанный графит выдерживает более высокие давления, но
пределы его применения ограничивают температурная и кор-
розионная стойкость пропитки. В качестве пропитки в основном
применяют металлы: олово, свинец, баббит, бронзу, а из смол —
фенолформальдегидную смолу. Углеграфиты, пропитанные ме-
таллами, могут работать при [р] = 20 кгс/см2, [и] = 7—8 м/с,
[/] = 300 °C, а пропитанные смолами при [р] —35 кгс/см2,
[у]= 15 м/с, [/] — 140 °C. Графитовые подшипники могут экс-
плуатироваться при высоких температурах в агрессивных сре-
дах, что является зачастую для этих условий лучшим конструк-
тивным решением, так как смазочные материалы в аналогич-
ных условиях разрушаются. Так, подшипник из графита
АГ-1500, установленный на выходном конце шнекового вала,
вводимого в головку печи прокаливания, имеющую температуру
250—300 °C с целью транспортировки агрессивной пульпы с аб-
разивными включениями, позволил значительно увеличить из-
носостойкость шнека и срок его службы [22]. До установки
графитового подшипника на консольный конец вола, входящий
в печь, вал витками шнека касался гильз корпуса и изнашивал
их. Гильзы корпуса требовали замены через 15—20 дней экс-
плуатации. После установки графитового подшипника был
57
устранен непосредственный контакт червячного вала с гильзами
корпуса, что позволило сократить затраты на ремонт, увеличить
ресурс работы шнека.
Рекомендации по применению графитовых подшипников
в агрессивных средах и условиях высоких температур даются
также в зарубежной литературе [92, 98]. Применимость анти-
фрикционных углеродных материалов в агрессивных средах
в зависимости от концентрации среды и ее температуры приве-
дена в справочнике [34]. Углеграфитовые подшипники способны
работать в агрессивных средах с плохой смазывающей способ-
ностью: нефтепродуктах, морской воде, водных растворах со-
лей, сжиженных газах, в кислотах и щелочах. В сильных окис-
Рис. 17. Зависимость коэффициента трения пары графит — хромо-
никелевая сталь от температуры: а — 20—1000 °C в вакууме
10~3 — 10“4 мм рт. ст.; б — 2000—2200 °C
лителях (фтористые соединения, перекись водорода, концентри-
рованная азотная кислота и др.) углеграфитовые материалы
разрушаются. Режим работы в указанных средах ограничивает-
ся давлениями 2—6 кгс/см2 и скоростями скольжения 8—10 м/с.
В воздушной атмосфере предельная температура примене-
ния графитовых подшипников определяется скоростью их окис-
ления на воздухе, а не изнашиванием и для графитированных
углеродных материалов составляет 350—400 °C. Разрушение
подшипников происходит при температуре на поверхности тре-
ния выше 500 °C, создаваемой действующими нагрузками и ча-
стотами вращения. Графитовые подшипники при высоких тем-
пературах используются также в вакууме. О. С. Гурвич пока-
зал [29], что с нагревом десорбируются физически адсорбиро-
ванные газы из пор и глубинных слоев материала, снижающие
коэффициент трения. Кроме того, снижение коэффициента тре-
ния является следствием повышения механических свойств гра-
фита от нагрева в вакууме. На рис. 17, а и б показаны зависи-
мости коэффициента трения пары графит — хромоникелевая
сталь от температуры в вакууме. Скорость изнашивания образ-
цов из графита не превышала 80—100 мкм на 1 км пути при
скорости скольжения до 3 м/мин (интенсивность изнашивания
0,15-10—8 г/см3). В последние годы разработаны углеродные ма-
териалы со связующими (смолами) — углепластики [33, 59, 71],
используемые для подшипников без смазки.
58
^Ц,мг/(сн}-ч)
Рис. 18. Скорости изнашивания (а) и коэффициенты трения (б)
материалов при трении без смазки по стали 45 (Н RC 43—45)
со скоростью скольжения 1 м/с в зависимости от давления;
I — ЛМС-1; 2 — AMG-3; 3 — АФ-ЗТ; 4—АФ-ЗТС; 5 —АГ-1500 СОэ
59
Общим для углепластиков является высокое содержание по-
рошковых углеродных наполнителей, а также смолы горячего
отверждения в качестве связующего. В материалах АМС-1 и
АМС-3 связующим является эпоксикремний — органическая
смола, а в материале АФ-ЗТ — резольная фенолформальдегид-
ная смола. Высокую износостойкость углепластикам придает
порошок нефтяного кокса, являющийся основным наполнителем.
Он создает неупорядоченную структурную решетку, более изно-
состойкую, чем у искусственных графитов. На рис. 18 показаны
скорости изнашивания и коэффициенты трения углепластиков и
графита АГ-1500-С05, полученные автором на машине трения
МИ-1М. Все углепластики имеют более высокие антифрикцион-
ные свойства, чем графит АГ-1500-С05, широко используемый
для подшипников сухого трения. В табл. 16 приведены анти-
фрикционные свойства материалов, полученные при испытаниях
на машине МИ-1М при трении по стали 95X18, давления
20 кгс/см2, скорости скольжения 1 м/с со смазыванием водой.
В качестве смазки могуг применяться также бензин, керосин,
масло, спирт, морская вода и другие жидкости, в которых угле-
пластики химически стойки. Стойкость углепластиков и других
углеродных материалов к действию химических сред приведена в
литературе [34]. Допускаемое давление со смазыванием водой
составляет 40 кгс/см2, скорость скольжения 10 м/с. При трении
без смазки допускаемые давления 10—20 кгс/см2, скорость
скольжения 1,5—3 м/с, температура в зоне трения 170—180 °C.
Таблица 16. Антифрикционные свойства углепластиков при трении
со смазыванием водой
Марка материала	Коэффициент трения f	Скорость изнашивания Q, мг/(см’«ч)
АФ-ЗТ	0,087	2,0
АМС-1	0,1	2,14
А МС-3	0,065	1,63
АГ-1500-С05	0,063	3,67
Как показали результаты исследования и эксплуатации, наи-
более перспективно применение подшипников из углепластиков
без смазки в воздухе, запыленном цементом, угольной и другой
пылью, в сточных водах промышленных предприятий, в морской
воде. В вакууме их износ на один-два порядка выше, чем на
воздухе.
Технология изготовления подшипников из углепластиков ана-
логична технологии переработки пластмасс. Подшипники из ма-
териалов ДМС-1 и АМС-3 изготавливают компрессионным прес-
сованием в пресс-формах при температуре 200 °C и давлении
400—600 кгс/см2, а из материала АФ-ЗТ — при температуре
60
170°C и давлении 800—1500 кгс/см2. После прессования под-’
шипники подвергают термообработке для выявления дефектов
(вздутий, короблений) и одновременно для снятия внутренних,
напряжений. Прочность втулок можно контролировать про-
ведением испытаний на сжатие (ГОСТ 4651—68), которое про-
изводят в направлении прессования. При этом непараллель-,
ность опорных поверхностей (торцов) не должна быть более
0,03 мм.
Недостатками подшипников из углепластиков, присущими
всем углеграфитовым материалам, являются их хрупкость, от-
сутствие угловой податливости, что может привести к их растре-
скиванию и скалыванию. При возможных перекосах и несоос-
ности вала по длине подшипника нагрузка распределена нерав-
номерно. Максимальные напряжения в цилиндрических под-
шипниках скольжения возникают у края втулки, вблизи концов
подшипника. Повысить грузоподъемность подшипников из угле-
пластиков и увеличить их прочность можно округлением кро-
мок. Д. И. Фельдманом было предложено прессовать подшип-
ники со скругленными кромками в пресс-форме без последую-
щей механической обработки (до 3-го класса точности по
ГОСТ 11710—71), руководствуясь размерами, представленными
в табл. 17. Такие подшипники из материала АФ-ЗТ [59] были
успешно использованы взамен шарикоподшипников 205 в ро-
ликах конвейеров сушил СУР без смазки в паровоздушной среде
при давлении до 5 кгс/см2, температуре 160°C, скорости сколь-
жения до 0,3 м/с и взамен шарикоподшипников 203, 204, 205,
Теплица 17. Рекомендуемые параметры втулок подшипников
1.з АФ-ЗТ, мм
Диаметры		/	с	Сфера		Эскиз втулки
D	d			И	R	
16—25	8-15	6-10	3-6	0,8—1,0	8-10	
25-40	15—25	10-20	6-10	1,0-1,5	10-15	
40—70	25-50	20—30	10—20	1,5	15-20	
						
70—105	50-80	30-50	20—30	1,5-2	20-30	
105-150	80-120	50-70	30-50	2,0	30	ElSS
150-220	120-180	70—100	50—75	2,0	30-40	
220—260	180-220	100—130	75-90	2,0—3,0	40-60	
260—300	220-250	130—150	90—100	3,0—3,5	60-70	
61
206 в ленточных транспортерах литейного цеха (землеподгото-
витальное отделение) в запыленном воздухе при давлении до
б кгс/см2, температуре 20 °C, скорости скольжения до 0,5 м/с
(рис. 19). Подшипники имели скорость изнашивания после
5000 ч работы не более 0,08 мкм/ч. Подшипники скольжения из
углепластика АФ-ЗТ, установленные вместо бронзовых подшип-
Рис. 19. Узел трения в ролике ленточного транс-
портера с подшипниками из материала АФ-ЗТ:
1—упор; 2—штифт; 3—втулка; 4—подшипник; 5—ось;
6—ролик
ников в роликах скребкового конвейера типа КСО для гашения
и охлаждения золы и шлака, проработали 22 мес, до. допусти-
мого изрофа, в то время как бронзовые работали 8 мес до пол-
ного износа (условия работы: среда — вода со шлаком и золой,
Рис. 20. Подшипники повышенной грузоподъемности из угле-
пластиков: а — радиальный; б — радиальный с промежуточ-
ным кольцом; в — радиально-осевой:
/—вал; 2—подшипник; 3—втулка
давление до 45 кгс/см2, температура 20 °C, скорость скольжения
до 0,3 м/с). В подшипниках, изображенных на рис. 20, кромки
втулок имеют скругления по радиусу 7?, благодаря чему значи-
тельно повышена грузоподъемность. Особенностью радиальных
подшипников с промежуточным кольцом (рис. 20, б) является
наличие металлической втулки, которая устанавливается на
валу по. неподвижной посадке. Эта конструкция позволяет пре-
дотвратить износ шейки вала, дает возможность подобрать
наилучшее сочетание трущихся деталей по материалам и зазо-
62
Таблица 18» Рекомендуемые размеры, зазоры и натяги в сопряжениях
с валом и корпусом втулок из углепластиков АФ-ЗТ и АМС-1, мм
Внутренний диаметр втулки d	Толщина стенки втулки S	Радиус скруглений R	Длина 1	Зазор по валу	Натяг по корпусу
3—10	2—4	1-2	4-10	0,02-0,04	0,03—0,05
10-15	4-7	2	10-15	0,04-0,06	0,03-0,05
15-30	7-10*'	3	15-25	0,06—0,08	0,05-0,10
30-50	7-10	3-4	25-40	0,08—0,10	0,05-0,10
50—75	10-12	4—5	40—70	0,10-0,15	0,10-0,15
75—120	12-15	5-6	70—100	0,15—0,25	0,15-0,20
120-170	15-20	5-6	100—150	Р, 15-0,25	0,15-0,20
170—210	15-20	5-6	150-190	0,15—0,25	0,15-0,20
210-250	20-25	5-6	190-220	0,15-0,25	0,15-0,20
рам, не прибегая к механической обработке поверхности трения
углепластиковой втулки. Наружный диаметр D радиального
подшипника; определяется толщиной стенки у^лепластиковой
втулки, а радиус R Принимается в зависимости от d (табл. 18)«
В подшипнике с промежуточ-
ным кольцом радиус округле-
ния R и длина I также выби-
раются по табл. 18, наружный
диаметр D соответствует раз-
мерному ряду шарикоподшип-
ников легкой серии 2 (ГОСТ
8338—57).
Радиально-осевой подшип-
ник неразъемной конструк-
ции (рис. 20, в) изготавлива-
ется опрессовкой металличе-
ского кольца, впоследствии
устанавливаемого на вал, ма-
териалом АМС-1, который име-
ет отрицательную усадку при
прессовании. Усадочные дефор-
мации углепластика АМС-1 со-
ставляют 0,12—0,25% и дета-
Рис. 21. Прессование радиально-
упорного подшипника из углепла-
стика АМС-1:
1 — нагреватель; 2— корпус пресс-формы;
3—подкладное кольцо; 4 — стальное кольцо
(вал); 5—подшипник; ff —стержень; 7—пу-
ансон
ли увеличивают свои размеры
после извлечения их из пресс-инструмента. На рис. 21 показана
схема изготовления радиально-осевого подшипника скольжения,
предложенная Э. Я. Абашиным [1] для узлов трения технологи-
ческого оборудования лесной и деревообрабатывающей промыш-
ленности, работающих, при давлениях до НО кгс/см2, скоростях
скольжения до 1,35 м/с, температурах от —60 до +200 °C в
условиях запыленности, повышенной влажности^ в присутствии
агрессивных сред (треки сушил, цепные транспортеры но раз-
работке штабелей).
63
Вследствие увеличения размеров подшипника из АМС-1 из-за
естественной усадки после извлечения из пресс-формы между
металлическим кольцом и подшипником по диаметру d\, обра-
зуется зазор, величину которого можно регулировать за счет
давления и выдержки при прессовании. Такой неразъемный под-
шипник может воспринимать как радиальную, так и осевую
нагрузку. В радиально-осевом подшипнике размеры d, R и I
соответствуют размерам шарикоподшипников легкой серии 2
(ГОСТ 8338—57).
Максимальные давления на кромке подшипника можно оп-
ределить по формуле
(69)
где /V — нагрузка на подшипник; е — эксцентриситет приложе-
ния нагрузки; k' — коэффициент, характеризующий упругие
свойства контактирующих материалов; 2/—опорная длина;
R — радиус закругления концов площадки контакта;
,2,2
 1 - Н1 1 -
nfi’j	лЕг
(70)
где pi и Ц2 — коэффициенты Пуассона подшипника и вала; Е\
и Е2 — модули упругости подшипника и вала.
С другой стороны, для обеспечения надежной работы под-
шипника должно быть выполнено неравенство
(71)
п
где Осж — предел прочности на сжатие; У, k{ — суммарный коэф-
фициент запаса прочности.	1
Подставляя (71) в (69), решаем относительно радиуса за-
кругления
0.0155,V2(l + 2<?//)2 £ k]
Исходя из этого условия, по которому в целях повышения несу-'
щей способности подшипника необходимо закругление концов
площадки контакта, была предложена конструкция неразбор-
ного радиального подшипника для восприятия двусторонних
осевых нагрузок, изготовляемого по схеме (рис. 21), рабочие
поверхности которого выполнены по профилю, изменяющемуся
в зависимости от действующих нагрузок таким образом, чтобы
обеспечивалось равномерное распределение напряжений по пло-
щадке контакта (рис. 22). Практически профиль поверхности
трения подшипника был принят близким к части окружности и
Рис. 22. Схема радиально-осе-
вого неразъемного подшипника из
углепластика АМС-1:
1 — подшипник; 2 — вал; 3 — корпус
может быть рассчитан по методике, изложенной в литера-
туре [1].
Испытания подшипника с криволинейной поверхностью по-
зволили установить, что линейный износ его примерно вдвое
меньше (0,016—0,018 мм), чем цилиндрического подшипника
(0,028—0,034 мм), нагрузка 40—200 кгс, частота вращения
280—410 об/мин, а при ударных нагрузках до 196 кгс/см2 после
0,5-107 циклов нагружения повреждений не было обнаружено.
Цилиндрический подшипник из
углепластика АМС-1 при этих
нагрузках разрушался со скола-
ми в краевых зонах и растрески-
ванием (расслоением) в зоне на-
гружения. При эксплуатации в
условиях абразивной среды умень-
шение длины подшипника с кри-
волинейной поверхностью спо-
собствует удалению продуктов
износа и абразивных частиц из
зоны трения.
Механическая обработка под-
шипников из углеграфитов про-
изводится точением заготовок, а
из углепластиков только в том
случае, если требуется более вы-
сокая точность, чем получаемая
при прессовании. Механическая
обработка осуществляется твер-
досплавным инструментом. Чер-
новое точение производится со
скоростью резания до 1,5 м/с, подачей 0,05 мм/об, глубиной
резания до 1 мм; чистовое точение — со скоростью резания
0,3—0,7 м/с, глубиной резания 0,1—0,2 мм при той же подаче.
При этом достигается 6—7-й класс шероховатости поверхности
(ГОСТ 2789—73). Повышение скорости, подачи и глубины ре-
зания, а также применение незаточенного инструмента приво-
дит к сколам и выкрашиванию материала, образованию микро-
трещин на обработанных поверхностях. Шлифование произво-
дится со скоростью шлифовального круга 5—7 м/с, подачей до
0,1 мм/об, глубиной резания до 0,5 мм, без охлаждения. Дости-
гается 7—9-й класс шероховатости поверхности.
6.	ПОДШИПНИКИ ИЗ ПОЛИАМИДОВ
Подшипники из полиамидов нашли широкое применение
в подшипниковых узлах, работающих без смазывания, при про-
никновении в ппх технологических жидкостей (химических,
пищевых, морской воды и т. п.), в запыленных (абразивных)
3 Зак. 116	65
средах, а также при вибрационных и ударных нагрузках.
Этому способствуют высокие физико-механические свойства и
износостойкость, .химическая стойкость, низкая стоимость и тех-
нологичность полиамидов. К полиамидам, используемым для
изготовления подшипников, относятся: литьевой полиамид
П-610 ( полиамид П-68) по ГОСТ 10589—73, полиамид П-12Л
(ОСТ 6-105-425—76), литьевые полиамиды П-АК.-93/7, П-АК-80/20,
П-АК-85/15 (ГОСТ 19459—74), литьевой полиамид П-66 (анид)
по ОСТ 6-06-369—74, капрон (литьевая капроновая смола) по
ТУ 6-06-309—70 и смола капролон В (ТУ 6-05-211-950—74).
Высокая износостойкость в химических средах при темпера-
турах до 250 °C получена у подшипников из ароматического по-
лиамида фенилона С2 (ТУ 6-05-221-226—72) и композиционных
материалов ФГ-1 и графелона на его основе [80].
В основном полиамиды выпускаются в виде гранул для пе-
реработки в изделия конструкционного назначения (в том числе
втулки подшипников), кроме капролона В, выпускаемого в виде
заготовок и блоков, предназначенных для изготовления анти-
фрикционных конструкционных деталей путем механической об-
работки.
Композиционные материалы на основе полиамидов, в кото-
рые введены наполнители, являются наилучшими полиамидными
материалами для подшипников. В табл. 19 приведены основные
из них, выпускаемые промышленностью. Подшипники, изготов-
ленные из композиционных материалов, имеют более высокую
износостойкость и антифрикционные свойства в условиях су-
хого трения и смазывания жидкостями, повышенную теплопро-
водность, меньшую влагопоглощаемость и более высокую ста-
бильность размеров, повышенную несущую способность. Компо-
зиционные материалы позволяют изготавливать подшипники бо-
лее высокого качества с лучшей работоспособностью в условиях
сухого трения, чем чистые полиамиды без наполнителей. В ка-
честве наполнителей используют графит, дисульфид молиб-
дена, тальк, стекловолокно. Оптимальное массовое содержание
наполнителя в композиционном материале составляет 5—10%
и может достигать 20%. Поскольку наполнитель добавляется
в небольших количествах, стоимость подшипника возрастает не-
значительно, технология изготовления остается прежней (до-
полнительно необходимо только смешение порошков). Следова-
тельно, применять чистые полиамиды без наполнителей для
подшипников сухого трения нецелесообразно. Данные эксплуа-
тации подтверждают преимущества подшипников из компози-
ционных материалов. Особый интерес для подшипников сухого
трения представляет графитопласт А.ТМ-2.
Материал АТМ-2 представляет собой конструкционный анти-
фрикционный материал на основе капроновой смолы, термоан-
трацита и графита и поставляется в виде крошки черного цвета
диаметром до 6 мм, длиной 5—13 мм для переработки в детали
66
литьем под давлением (температура расплава 275 °C, давление
не менее 1000 кгс/см2). Из него изготавливают подшипники
скольжения, зубчатые колеса и другие детали, [33, 38, 59, 90],
работающие в условиях граничной смазки или без смазки при
температуре от —50 до 4-60 °C (магнитофоны, стиральные ма-
Рис. 23. Зависимость коэффициента тре-
ния f (а), скорости изнашивания Q (б) от
давления р при трении без смазки и ско-
рости скольжения 0,28 м/с:
1 — капрон; 2 — капролон; 3 — стеклонаполненный
капрон; 4— графитопласт АТМ-2
Шины, электробритвы, компрессоры). Антифрикционные свой-
ства и износостойкость материала АТМ-2 выше, чем у других
полиамидных материалов при трении без смазки (рис. 23, а, б),
а коэффициент теплопроводности выше в три раза. На рис. 24
показано изменение коэффициента трения при работе со смаз-
кой. Следует отметить более высокую стойкость к естественному
и искусственному старению графитопласта АТМ-2 в сравнении
с полиамидами, что позволяет использование его в различных
климатических зонах как без смазки, так и со смазкой жидко-
стями. Материал АТМ-2 строек к действию керосина, бензина,
67
g Таблица 19. Наполненные полиамиды для узлов трения
Материал	Марка	ОСТ или ТУ	Вил добавки	Наиме- нование добавки	Содер- жание до- бавки, %	Твердость по Бри- иелю, кгс/см’	Предел прочно- сти при изгибе, кгс/см’	Ударная вязкость без над- реза, кгс-см/см’	Рекомендуемые области применения
Компо- зиции на основе по- лиамидов 6; 610 и 66/6	ПА 610-1-101	ОСТ 6-05-408—75	Анти- фрик- цион- ная	Дисуль- фид молиб- дена	1,5	1200— -1500	500-560	80	Узлы трения с затрудненной смазкой и без нее (подшипники скольжения, зуб- чатые передачи,
	ПА 610-1-103 ПА 610-1-202 ПА 6-1-203			Графит	10 2-5 10	1200— — 1600	500-650 1000	60 25 40	уплотнительные устройства)роли- ков, муфт, пол- зунов и других изделий, стойких к действию щело- чей, масел, жи- ров и углеводо- родов
	ПА 610-1-109		Арми- рующая и аити- фрик- цион- ная	Стекло- волокно и ди- суль- фид молиб- дена		1500— -2500	1600— -2200	20	Узлы трения с повышенной теплостойкостью и механической прочностью и с пониженным ко- эффициентом тре- ния
<	ПА 610-1-105 П.-Х 610-1-106 ПА 610-1-107		Элек- тро- изоля- цион- ная и анти-	Тальк	10 20 40	1200— -1600 1400— -1800 1500	500—670 500—700 650—710	50 25 15	Узлы трения с улучшенной стабильностью фнзико-механи- ческих свойств и размеров при
2				фрик- цион- ная						действии темпе- ратуры и влаги, повышенными деформационной стойкостью, ИЗ-’ носостойкостыо и диэлектриче- скими свойствами
	Стекло- наполнен- ный поли- амид П-6	П-6ВС П-6ВСУ	ТУ 6-05-211-953-74	Арми- рую- щая	Руб- леное стекло- волокно	30		1500	30 35	Детали, рабо- тающие при по- вышенной удар- ной нагрузке и нормальной смазке
	Графито- пласт	АТМ-2	ТУ 6-05-031-502—74	Анти- фрик- цион - ная	Термо- антра- цит (кокс), графит		2100- -2500			Детали прибо- ров, подшипники скольжения, уп- лотнения, зубча- тые колеса, ра- ботающие в ус- ловиях граничной смазки и без смазки
	Смола	Капролон В	ТУ 6-05-988-73	Без до- бавки	Нет		1800— —2500	1200- -1500	120-160	Подшипники скольжения с гра- ничной смазкой и без смазки
	Фенилон (пресс-ма- териал)	П, С1 С2	ТУ 6-05-221-101-71 ТУ 6-05-221-226—72				1800 2200	1200— -1500 2000	20 35	Подшипники скольжения, ра- ботающие в аг- рессивных средах при повышенных температурах
бензола, минеральных и органических масел, жиров, концентри-
рованных и слабых кислот, растворов моющих веществ, которые
могут служить в качестве смазывающих материалов. Подшип-
ники из АТМ-2 не рекомендуется применять в условиях абра-
зивного изнашивания. Ьолее подробные сведения о материале
АТМ-2 изложены в литературе [34].
Полиамиды подвергают различным способам переработки:
литьем под давлением, экструзией, центробежным литьем. При
изготовлении деталей простои
формы (втулки, кольца) их мож-
но прессовать с последующим
спеканием. Полиамиды не пере-
рабатывают методом компрес-
сионного прессования из-за низ-
кой вязкости расплава. Подроб-
ная технология переработки при-
ведена в литературе [70].
Сравнение износостойкости
нейлоновых подшипников с внут-
ренним диаметром и длиной
12,7 мм (зазор 0,08 мм) при ра-
боте без смазки со скоростью
скольжения 0,68 м/с и давлении
14 кгс/см2, изготовленных раз-
личными технологическими спо-
собами, показало более высокую
износостойкость подшипников,
полученных холодным прессова-
нием с последующим спеканием.
У подшипников, изготовленных
литьем под давлением и выточен-
ных из заготовок через 1,5—2 ч
работы в этих условиях намеча-
ется расслоение материала и воз-
Рис. 24. Изменение коэффициента
трения f в зависимости от давле-
ния р при трении графитопла-
ста ЛТМ-2 по стали
45 (//RC 43—45) на машине тре-
ния МИ-1М со смазкой:
1 — водоЛ; 2—маслом компрессорным
(капельное смазывание): 3 — маслом
компрессорным (смазывание погруже-
нием)
растает износ, в то время как у подшипников, изготовленных
прессованием, через 200 ч работы без смазки износ остается
незначительным [56]. Полиамиды обладают достаточно высо-
кими механическими свойствами, однако предел прочности на
сжатие (700—1000 кгс/см2) не позволяет превышать допускае-
мые давления свыше 100 кгс/см2, так как в этом случае появ-
ляются остаточные деформации (0,02—0,03 мм). Химическая
стойкость полиамидов позволяет применять их для подшипни-
ков в среде углеводородов, органических растворителей, масел,
разбавленных и концентрированных растворов щелочей. В азот-
ной, серной п других минеральных кислотах, в уксусной кислоте
и феноле полиамиды растворяются. Химические среды могут
служить смазывающим материалом, а необходимость гермети-
зации подшипниковых узлов уплотнениями отпадает. z
70
Полиамиды являются хорошими антифрикционными мате-
риалами, имеющими низкий коэффициент трения, высокую из-
носостойкость и прирабатываемость в условиях сухого трения.
Коэффициент трения капрона по стали без смазки при скорости
скольжения 0,4—2 м/с и давлении до 35 кгс/см2 составляет
0,18—0,21.
Полиамиды относятся к термопластам, свойства которых из-
меняются при нагревании и охлаждении: от нагревания они
размягчаются (температура плавления 215—245 °C), а с охлаж-
дением вновь отвердевают. Вследствие этого работа подшип-
ников из полиамидов без смазки возможна при температуре под-
шипникового узла не выше 85 °C (кратковременно до 100°С)«
С нагреванием полиамидных подшипников в условиях сухого
трения происходит их окисление кислородом воздуха, сопровож-
дающееся трещинообразованием и старением, а при температу-
рах около 200 °C — размягчением и намазыванием на вал. До-
пускаемые давления [р] — 50 4- 70 кгс/см2 и скорости сколь-
жения [и] — 0,5 4- 0,6 м/с. Верхние пределы указанных значе-
ний [р] и [и] предусматривают искусственное охлаждение или
периодическую работу.
При невысоких скоростях скольжения 0,08—0,25 м/с поли-
амидные подшипники выдерживают давление до 100 кгс/см2.
По данным завода Подъемно-транспортного оборудования
им. С. М. Кирова в таких условиях работают капроновые под-
шипники катков опорно-поворотного устройства портальных кра-
нов, блоков успокоителя грейфера и противовеса кабельного ба-
рабана, установленные взамен шарикоподшипников 204. Поли-
амидные подшипники в шарнирах грейфера работают при боль-
ших ударных нагрузках, возникающих при бросании грейфера
на перегружаемый материал и достигавших 300 кгс/см2.
При расчете подшипников сухого трения из полиамидов без
охлаждения подшипникового узла следует исходить из данных:
[р]	30 кгс/см2; [и]	0,2 м/с; [/]	75 °C и [ри] =
= 14-1,5 кгс-м/(см2-с). При хорошо организованном охлаж-
дении подшипникового узла температура подшипника может
быть 115 °C. Нижний предел применимости подшипника по тем-
пературе составляет —20 °C, после которой материал становится
хрупким.
С целью повышения износостойкости и стабилизации разме-
ров подшипниковые втулки из полиамидов нуждаются в термо-
обработке. Термообработка служит также для перевода струк-
туры полиамида из аморфной в кристаллическую. При аморф-
ной структуре материал обладает большим влагопоглощением,
легче изменяет свои размеры под воздействием условий работы
и обладает меньшей износостойкостью. Термообработка состоит
в нагреве втулки в минеральном масле индустриальное 45 или
авиационное МС-20 до 160—180 °C в течение 0,5 ч с последую-
щей выдержкой 30 мин на каждые 3 мм толщины стенки. При
71
этом процессе происходит обезвоживание, пропитка втулки мас-
лом и усадка на 1 —1,2%. Особенно важна пропитка маслом
для подшипников, работающих без смазки. Подшипниковые
втулки из полиамидов, изготовленные методом прессования,
с последующим их спеканием имеют пористость от 10 до 50%.
Заполнение пор маслом в процессе термообработки позволяет
повысить допускаемое давление и снизить коэффициент трения
во время работы подшипников всухую. В обычных атмосферных
условиях гигроскопичность полиамидов достигает 3,5%, причем
при влагопоглощении происходит изменение размеров подшип-
ников. С каждым процентом поглощенной влаги линейные раз-
меры меняются на 0,15—0,27%. Поскольку втулка в процессе
Рис. 25. Полиамидная подшипниковая втулка с компенсатором
диаметрального зазора: а — после изготовления; б — во время
работы под воздействием влаги и повышенной температуры
эксплуатации впитывает влагу из окружающей среды и разбу-
хает, для уравновешивания гигроскопичности ее необходимо ки-
пятить в воде в течение 3 ч на каждые 3 мм толщины стенки,
а всего не менее 7—10 ч. После термообработки происходит
суммарное увеличение размеров детали на 0,5—1% и обеспечи-
вается их стабильность при температуре до 120 °C в течение дли-
тельного времени. Набухание подшипниковых втулок может
происходить также в среде различных жидкостей, при этом
в основном уменьшается внутренний диаметр подшипника, т. е.
появляется тенденция с течением времени к уменьшению зазора
и заклиниванию вала. Набуханию особенно подвержены толсто-
стенные втулки, наиболее склонные к размерной нестабильности
от влагопоглощения.
На рис. 25 показана конструкция подшипника с компенса-
тором зазора, изменяющегося в зависимости от влагопоглоще-
ния материалом втулки. Полиамидный вкладыш 1 имеет ком-
пенсатор диаметрального зазора 2 и шпоночный выступ 3. Шпо-
ночный выступ предохраняет толстостенный вкладыш от про-
ворачивания по посадочной поверхности в стальной обойме 4.
72
Для сохранения геометрической формы подшипника, компен-
сатор диаметрального зазора выполнен в виде тонкой пере-
мычки в стенке вкладыша на его ненагруженной части. По
мере набухания вкладыша от влагопоглощения боковые стенки
паза сближаются и тонкая перемычка изгибается (рис. 25,6).
Размеры полиамидного подшипника изменяются из-за раз-
ницы коэффициентов линейного расширения у полиамида
(10 -10~5 1/°C) и стали (у стали 45
11,6-10-6 1/°С).
Разрезные полиамидные подшип-
ники (рис. 26) со спиральным компен-
сационным разрезом могут работать
при более высоких скоростях сколь-
жения, чем сплошные, из-за компенса-
ции тепловых расширений. На рис. 27
показана конструкция разрезного ка-
Рис. 26. Разрезной поли-
амидный подшипник
пролонового подшипника, обеспечива-
ющая неподвижную посадку в дей-
двудной трубе судовой установки с од-
повременным стопорением от провора-
чивания и продольного перемещения. Подшипник выполнен в
виде цельнолитой втулки со сквозным продольным пазом. В про-
дольный паз, расширяющийся к центру втулки, вставляется
клиновидная распорная планка, которая крепится к дейдвудной
трубе болтами [7].
Рис. 27. Опорный подшипник из капролона:
1 — втулка; 2—продольный паз
Полиамиды имеют низкую теплопроводность, которая со-
ставляет величину 0,18—0,29 ккал/(м«ч-°С), теплопроводность
чугуна 80 ккал/(м-ч-°С). Вследствие этого уже при толщине
стенки подшипника более 1 мм теплоотвод через подшипник
затруднен и создается возможность превышения допускаемой
температуры и перегрева подшипника. Избежать этого можно,
используя тонкослойные конструкции, получаемые облицов-
кой полиамидным покрытием поверхности стального вала или
вкладыша. Тонкослойная облицовка позволяет увеличить
73
грузоподъемность подшипника, повысить отвод тепла от тру-
щейся поверхности и, следовательно, увеличить его срок службы
с меньшими потерями на трение. Как показал И. Я. Альшиц,
при уменьшении толщины слоя полиамида П-68 с 0,6 до 0,15 мм
износ при трении без смазки уменьшается в 1,3—1,5 раза, а ко-
эффициент трения с 0,13 до 0,11 [2].
Полиамидные тонкослойные покрытия на металлических по-
верхностях получают облицовкой стального вала или вкладыша
и напылением, при котором вместе с полиамидом можно вво-
дить и наполнитель. Газопламенное напыление производят на
установке УПН-7-65 Барнаульского аппаратурно-механического
завода путем введения порошка полиамида струей воздуха
в пламя ацетиленовой горелки и в расплавленном состоянии
нанесения его на одновременно нагреваемую металлическую
поверхность. Вихревое напыление производят в специальной ка-
мере с пористым дном, через которое снизу вверх подается
азот, создающий взвешенный (кипящий) слой полиамидного по-
рошка. В этом случае порошок полиамида оплавляется на разо-
гретой поверхности металла. Для нанесения тонкого слоя по-
лиамида на металлическую поверхность применяют полиамид-
ные порошки ПП-54 (ТУ 6-05-1339—70), ПП-610, ПП-АК-80/20
(ТУ 6-05-081-138—72). Порошок из полиамидов образует хими-
чески стойкое с высокой адгезией и низким коэффициентом тре-
ния покрытие, работающее без смазки при сухом трении, пори-
стое, гигроскопическое. Оптимальная толщина покрытия состав-
ляет 0,3 мм, а также может быть ориентировочно определена по
эмпирической формуле
д — 0,0025р<УД	(73)
Работоспособность подшипников с тонкослойными покры-
тиями зависит от подготовки металлической поверхности. Пе-
скоструйная металлическая поверхность лучше удерживает по-
крытие, которое может отслаиваться при трении. Отслаивание
полиамидного покрытия начинается раньше всего с торцов
стальной втулки и является причиной выхода подшипника из
строя.
На рис. 28 показана конструкция стальной втулки с замко-
выми канавками в области торцов и со скругленными перехо-
дами на рабочей поверхности, которые повышают стойкость
покрытия к отслаиванию. Стремление к созданию пластмассо-
вой облицовки на внутренней поверхности металлической втул-
ки, не отслаивающейся во время работы, достаточно тонкослой-
ной и теплопроводной, а также технологичной в изготовлении
привело к разработке наборных вкладышей, установленных
в пазы металлического подшипника, выполненные в форме ла-
сточкина хвоста. На рис. 29 показана конструкция металлопо-
лимерного подшипника с наборными вкладышами из капро-
лона В, которые могут быть унифицированы для типоразмер-
74
ного ряда и изготовлены как литьем под давлением, так и ме-
ханической обработкой заготовок. В табл. 20 сведены геометри-
ческие размеры элементов металлополимерного подшипника,
рекомендуемые на основе методики расчета, приведенной авто-

Рис. 28. Конструкция стальной втулки под полиамидное покрытие
Рис. 29. Металлопластмассовый подшипник
с наборными вкладышами из капролона:
1 — вкладыш; 2—металлическая втулка с пазами
рами устройства в литературе [63]. Наборные вкладыши уста*
навливают в пазы с натягом, что предотвращает их отслаивание
от металлической поверхности втулки и обеспечивает надежное
поджатие в процессе экс-
плуатации.
Расчет нагрузочной
способности тонкослой-
ных полимерных подшип-
ников авторы работы [63]
предлагают производить
по разработанной методи-
ке с учетом ограничения
их температурной напря-
женности в зависимости
от теплового баланса под-
шипникового узла по эм-
пирической формуле
ри==0,1И-4^, (74)
где [/] —допустимая из-
быточная температура
эксплуатации, равная 60—
70 °C; f—коэффициент
трепня в условиях, близких эксплуатационным; d и / — диаметр
и длина подшипника, см; kTQ—коэффициент теплоотвода, зави-
сящий от конструкции узла трения и определяемый по экспери-
ментальным кривым, приведенным в методике.
При расчете рекомендуются геометрические соотношения
подшипника I = 0,8 d, относительная толщина полимерного
75
Таблица 20. Рекомендуемые размеры наборного металлопластмассового
подшипника
D	S	В	h	г	0. ...°	Р. ...°
		гг				
100	3-6	18	8	2	45	68,5
145	3-10	20	8	2	45	68,5
150	5-10	20	9	3	45	68,5
150	10	34	14	3	60	60
200	5	20	10	3	45	68,5
200	10	30	10	3	45	68,5
250	10	36	16	3	45	68,5
250	15	44	16	3	30	68,5
250	5	20	10	3	30	75
350	5	20	10	3	30	75
350	10	32	12	3	30	75
350	15	40	15	3	30	75
слоя 6 = 26// =0,1, при этом толщина рабочего слоя 6 = 1 мм
(для d — 15 4- 20 мм) и 6 = 1,5 мм (для d = 35 4- 40 мм). Экс-
периментальным путем па стенде были определены значения до-
пустимых режимов работы подшипников с тонкослойными поли-
амидными покрытиями, хорошо согласуемые с расчетными. Для
материала полимерного слоя ATM-2: pv — 13 4-31 кгс-м/(см2-с)
при относительном зазоре 2A/d = 0,005 4-0,1 соответственно
и относительной толщине полимерного слоя 26/d = 0,1. То
же для капрона марки Б: pv = 28 4- 38 кгс-м/(см2-с) при
2А/<У — 0,005 4- 0,1 и 26/d = 0,025. Методика расчета разрабо-
тана применительно к работающим при граничной смазке или
без смазки узлам приводов металлорежущих станков.
Автором при исследовании антифрикционных свойств мате-
риала АТМ-2 на машине трения МТК-1 (трение пальчиковых
образцов подиску) было получено значение ри = 35 кгс-м/(см2«с)
при сухом трении, pv = 150 кгс-м/(см2-с) при граничной
смазке и pv = 250 кгс-м/(см2-с) при жидкостной смазке, т. е.
близкое совпадение значения коэффициента pv образцов
подшипника с тонкослойными покрытиями [34]. Это сви-
детельствует о высокой теплопроводности материала АТМ-2 и
эффективности его применения в виде литых монолитных
втулок.
В общем случае отношение l/d для полиамидных подшипни-
ков сухого трения принимается в пределах 0,8—1,0. Установлен-
ная этим отношением длина подшипника I обеспечивает мини-
мальное выделение тепла, пропорциональное d2l, и достаточно
высокую грузоподъемность, при которой давления не превы-
шают допускаемую величину. Толщины стенок s полиамидных
76
втулок в зависимости от диаметра вала d рекомендуется при-
нимать по данным, приведенным ниже:
d, мм............ 10—18	18-30 30-40 40-50 50—65 65-80
s, мм .......... 0,8—1,0 1,0—1,5 1,5—2,0 2,5-3,0 3,0—3,5 3,5-4,0
Они также могут быть рассчитаны по формуле
S == (0,04 + 0,06) d.	(75)
Важное значение для работоспособности подшипника имеет
правильный выбор зазора в сопряжении и натяга при запрес-
совке втулки в металлическую обойму. Слишком малый зазор
приводит к значительному выделению тепла в подшипнике и
превышению допускаемой температуры, что может привести
к заклиниванию вала на ходу и разрушению подшипника от
размягчения и оплавления. С увеличением зазора выше допу-
стимого нарушается точность соосности вала, возникают вибра-
ционная неустойчивость, увеличенные динамические нагрузки,
приводящие к пластическим деформациям втулки и выходу ее
из строя.
Исследования оптимальной величины диаметрального за-
зора в парах сталь — полиамид, проведенные на вкладышах из
полиамидных материалов и роликах из стали 45 в режиме су-
хого трения, показали, что при относительных зазорах менее
0,005 d и более 0,014 d начинается интенсивное изнашивание
подшипника [49]. Они также позволили установить, что для
подшипников, к которым не предъявляется повышенных требо-
ваний по точности сопряжения, диаметральный зазор может
быть принят в пределах (0,004 -- 0,012) d, а для подшипников,
запрессованных в металлические обоймы, (0,0б5 4- 0,01) d. Ве-
личина натяга для запрессовки втулки рекомендуется в преде-,
лах (0,03 4- 0,05) D (D — номинальный диаметр отверстия ме-
таллической обоймы). Касаясь вопроса запрессовки полиамид-
ной втулки в металлическую обойму, необходимо отметить, что,
при запрессовке втулка подвергается сжатию, которое создает
дополнительные внутренние напряжения, способствующие пол-
зучести материала. Склеивание втулок дает лучшие результаты.
Для склеивания применяют клеевые лаки (например, Ф-10 по
ТУ 6-05-1092—74), а также эпоксидные клеи. В обратной паре
трения, т. е. при нанесении покрытия на вал (или защитную
втулку вала) и втулке в корпусе из стали полиамидное тонко-
слойное покрытие меньше подвергается отслаиванию. Обратная
пара трения имеет ряд других преимуществ перед прямой па-
рой, в том числе отвод тепла через стальной вкладыш в корпусе
улучшается, повышается износостойкость сопряжения из-<за рав-
номерного изнашивания всей поверхности полиамидного покры-
тия, а не только контактной поверхности трения вкладыша,
упрощается нанесение покрытия на наружную поверхность вала.
Теоретические и экспериментальные исследования работосио-
77
собности обратной пары трения показали высокую эффектив-
ность ее использования [60]. Испытывалось капроновое покры-
тие с 8%-ным содержанием графита толщиной 0,25 мм в пря-
мой и обратной парах на машине трения МИ-1 с давлением
50 кгс/см2, скоростью скольжения 0,92 м/с в течение 40 ч с гра-
ничной смазкой маслом.
Результаты испытания показали, что линейный износ (мкм)
капронового покрытия, нанесенного на вал в обратной паре
ч(рис. 30, б) меньше износа такого же покрытия, нанесенного на
Рис. 30. Изменение во времени износа капронового покрытия и
контртела в прямой (а) и обратной (6) парах трения:
/—вкладыш (мкм); 2— вал (мг); 3—вкладыш (мг); 4—вал (мкм)
вкладыш в прямой паре (рис. 30, а) хотя массовый износ по-
крытия (мг) в обратной паре выше. Это обстоятельство не яв-
ляется препятствием к применению обратной пары, так как за-
зор в сопряжении определяется прежде всего линейным изно-
сом. Анализ работы обратных пар трения, проведенный
Д. Н. Гаркуновым [24], показал, что обратная пара трения
имеет ряд преимуществ для элемента пары трения с меньшей
твердостью, в частности для пластмасссы. Обратные пары имеют
меньшее повреждение поверхностей и стойки к заеданию, так
как пластическая деформация элемента пары с меньшей твер-
достью (пластмассы) не препятствует работе сопряжения, на-
грузка до заедания возрастает в несколько раз в сравнении
с прямой парой.
Конструкция металлополимерного подшипника в виде обрат-
ной пары трения, разработанная в Институте механики метал-
лополиМерных систем АН БССР (ИММС) показана на рис. 31.
Стальной пружинный вкладыш с нанесенным на него анти-
фрикционным пластмассовым покрытием вращается вместе
с валом и уплотняет за счет своей упругости внутреннюю ка-
меру корпуса подшипника, заполненную смазкой. В подшипник
78
не попадает абразив, что обеспечивает надежность его работы
при температуре, не превышающей 80 °C и с коэффициентОхМ
трения 0,04—0,06. Он предназначен для работы в агрессивных
средах с абразивом при давлениях до 40—60 кгс/см2 и скоро*»
стях скольжения до 0,5 м/с.
Рис. 31. Металлополимерный подшипник со спиральным вкла-
дышем:
/ — корпус; 2 —кольцо регулирующее; 3 — вал; 4 — пластмассовое покрытие;
5—шайба из пластмассы; 6 — резиновое уплотнительное кольцо; 7 — спи-
ральный вкладыш
Технологичное выполнение обратной пары трения в сочета-
нии с повышенной несущей способностью капронового подшип-
ника, работающего при больших
нагрузках и малых скоростях
скольжения, предложено автора-
ми работы [61]. На шейку вала
с расточкой наматывают спираль-
ные волокна капрона (лески)
диаметрОхМ 0,2—1,0 мм и закреп-
ляют ее в высверленных отвер-
стиях на валу (рис. 32). Испы-
тания подшипника диаметром
25 мм и длиной 45 мм коромыс-
Рис. 32. Капроновый подшипник
ла привода клапана топливного из ориентированных моноволокон:
газа на газомоторном компрессо- 1~вал; 2—вту(леска) 3~моноволокыо
ре, полученного намоткой во-
локна диаметром 0,8 мм показали, что срок службы такой кон-
струкции в два-три раза больше, чем литой капроновой втулки,
установленной в подшипнике с прямой парой трения. Для из-
готовления предложенных подшипников не требуется специаль-
ной оснастки.
79
7.	ПОДШИПНИКИ ИЗ ТЕКСТОЛИТА
Конструкционные текстолиты представляют собой слоистые
пластики, изготовляемые методом горячего прессования слои-
стого наполнителя, состоящего из нескольких слоев хлопчато-
бумажной ткани или других армирующих материалов, пропи-
танных синтетическими фенольными смолами. Благодаря высо-
кой механической прочности текстолит широко применяется
в машиностроении в качестве конструкционного материала,
в том числе для втулок и вкладышей подшипников аппаратов
с перемешивающими устройствами, работающих при средних и
тяжелых условиях работы (смазка рабочей средой, абразивные
частицы) со знакопеременными и динамическими нагрузками,
для сепараторов шарикоподшипников, вкладышей судовых уста-
новок, прокатных станов и др.
Прессование текстолитовых заготовок производят из пропи-
танной фенолформальдегидной смолой хлопчатобумажной ткани
при давлении 60—110 кгс/см2 и температуре до 160 °C и выдер-
живают в этих условиях в течение 3—5 мин на каждый милли-
метр толщины прессуемой плиты. Для повышения прочности
после прессования проводят дополнительную термическую обра-
ботку плит при температуре 60—120 °C в течение 6—12 ч. При
такой технологии получают текстолиты марок ПТК, ПТМ.-1,
ПТМ-2, ПТК-С (табл. 21).
Стандартные размеры плит* и других заготовок, изготавли-
ваемых промышленностью, приведены в справочнике [34]. При
серийном и массовом производстве небольших по габаритам
текстолитовых подшипников применяют прессование неразрез-
ных втулок из текстолитовой крошки, волокнита (фенолита)
и других пресс-материалов, пропитанных фенолоформальдегид-
ными смолами. К ним относятся стеклопластики АГ-4С и АГ-4В,
фенолит РСТ и др., поставляемые в виде пресс-материалов для
прессования. ^Материалом для прессования служит также тек-
столитовая крошка, получаемая из отходов ткани при разрезке
полотен для плит. Большей частью текстолитовые подшипники
изготавливаются из стандартных плит, труб и других заготовок
резанием, так как в мелкосерийном и индивидуальном произ-
водстве затраты на оснастку для прессования экономически не
оправданы. Заготовки текстолитовых втулок выпускают по
ТУ 6-05-1415—76. Режимы механической обработки текстолито-
вых подшипников следующие: при точении скорость резания
300—800 м/мин, подача 0,08—0,2 мм/об, глубина резания 0,5—
1 мм, охлаждение сжатым воздухом; при фрезеровании скорость
резания 200—350 м/мин, подача 0,1—0,2 мм/зуб, глубина реза-
ния 3—5 мм. Для улучшения самосмазываемости при сухом
трении и повышения несущей способности текстолитовых под-
шипников используются различные наполнители (графит, дисуль-
фид молибдена, фторопласт). Промышленностью выпускается
80
Таблица 21. Конструкционные текстолиты, используемые для изготовления подшипников скольжения
и других деталей
Области применения		Втулки, подшипники скольжения и др.	Вкладыши подшип- ников прокатных ста- нов и др.		Подшипники сколь- жения и другие детали, работающие на трение	Подшипники сколь- жения для судовых механизмов	Подшипники сколь- жения	повышенной прочности		Подшипники сколь- жения, обладающие повышенной водохими- ческой стойкостью
Состав	Армирующий материал	Хлопчатобумажная ткань				Миткаль	Ориентированные стеклянные нити	Спутанное стеклян- ное волокно в брике- тах	Рубленая стекло- ! нить
	Связующее	Феноло-альдегидная, крезоло-ал ьдегидная, ксиленолоальдегидная смола или смола на смеси	фенольного сырья			Фенолоформальде- гидная смола	Резольная феноло- фррмальдегидная смола	Модифицированная бутваром фенолофор- мальдегидная смола		Резольная феноло- анилиноформал ьдегид- ная смола
>> я я и О		ГОСТ 5—78					ГОСТ 10087-62		МРТУ 6-05-1297-70
Марка		НТК,	ПТМ-1 (бывший Б)		ПТМ-2 (бывший 2)	Г рафитированный текстолит ПТГ-1	птк-с	АГ-4С	АГ-4В	К-214-52 , марки ВХ (фенолит РСТ)
61
графитированный текстолит (см. табл. 21), наполненный гра-
фитом. Наиболее эффективным наполнителем является фторо-
пласт, оптимальная концентрация которого в материале со-
ставляет 15%. Армированные феноловые подшипники с фто-
ропластовым наполнением допускают высокие скорости сколь-
жения (до 6 м/с), которые превышают скорости скольжения
для других пластмасс. Известны случаи успешного применения
таких подшипников в текстильных машинах со скоростью сколь-
жения до 11 м/с.
Текстолитовые подшипники для работы без смазки могут
быть изготовлены из антифрикционного фторопластового тексто-
лита, получаемого пропиткой хлопчатобумажных и капроновых
тканей фторопластовыми лаками ФБФ-48 и ФБФ-74Д. Лак пе-
ред пропиткой разбавляется спиртом (1 часть спирта па 2 части
лака) и наносится на ткань так, чтобы привес составил 80—•
100%. После нанесения слой лака сушится при температуре
60—90 °C. Два — четыре слоя пропитанной фторопластовым ла-
ком ткани прессуется с несколькими слоями ткани, пропитанной
бакелитовой смолой, по технологии прессования текстолита.
Полученный фторопластовый текстолит имеет низкий коэффи-
циент трения и высокую износостойкость.
Другим способом самосмазываемость текстолита повышается
добавлением в композицию при прессовании нефтяного смазоч-
ного материала высокой вязкости. В процессе изготовления
композиции для текстолитового подшипника в нее добавляют
графит, дисульфид молибдена и масло высокой вязкости. Кроме
того, композиция армируется волокнистым материалом, распо-
лагаемым в подшипниковой 'втулке радиально и образующим
капилляры, по которым масло поступает в зону трения. Такие
текстолитовые подшипники по служебным характеристикам не
уступают металлокерамическим бронзовым подшипникам.
Институтом металлополимерных систем АН БССР разрабо-
тан самосмазывающийся высокотемпературный металлизиро-
ванный текстолит. Текстолит изготавливается из графитирован-
ной омедненной ткани, термостойкой фурановой смолы с добав-
ками поверхностно-активных веществ (ПАВ). Этот текстолит
без смазки выдерживает температуру 450—500 °C. При работе
текстолита в изделиях проявляются действие ПАВ и эффект
избирательного переноса частиц меди на поверхность трения
вала, что обеспечивает низкое трение и малый износ текстолито-
вого вкладыша и вала (при скорости скольжения v = 1 м/с и
давлении р — 150 кгс/см2 интенсивность изнашивания состав-
ляет / = 0,6-10-11 г/см3). Зависимость коэффициента трения f
от давления р для высокотемпературного текстолита показана
на рис. 33. При работе без смазки с невысокими давлениями и
скоростями подшипники из текстолита хорошо прирабатывают-
ся, а при давлениях 20—30 кгс/см2 и скоростях скольжения бо-
лее 1 м/с температура трения приводит к обугливанию отдель-
82
ных участков и тепловой усадке, т. е. уменьшению объемных
размеров от нагревания. Размеры при эксплуатации также мо-
гут изменяться вследствие неполного отверждения связующего
при прессовании заготовок. Поэтому заготовкам требуется тер-
мическая обработка с целью повышения прочности, твердости,
стабилизации и выравнивания размеров и т. п.
Термической обработке подвергают заготовки непосредст-
венно перед окончательной чистовой механической обработкой
путем выдержки их в минеральном масле, например марки
М.С-20С, нагретом до температуры 125—135 °C в течение 5—6 ч.
Термообработке необходимо под-
вергать все подшипниковые заго-
товки вне зависимости от условий
эксплуатации и способов изготов-
ления.
Текстолитовые подшипники спо-
собны выдерживать значительные
ударные нагрузки даже в случаях,
когда менее податливые бронзовые
подшипники деформируются. Это
объясняется, высокой прочностью
конструкционного текстолита (пре-
дел прочности на сжатие до
2500 кгс/см2, на растяжение до
1000 кгс/см2) и особенно ударной
вязкостью (от 35 кгс*см/см2 для
ПТК и до 150 кгс«см/см2 для АГ-4С).
Такие высокие прочностные свой-
Рис. 33. Зависимость коэффи-
циента трения f от давления р
при скорости скольжения 1 м/с
без смазки для текстолита:
1—высокотемпературного металлизи-
ства текстолита ПОЗВОЛЯЮТ ИСПОЛЬ- рованного; 2—ПТМ-1; з-высоко-
температурного металлизированного
зовать ПОДШИПНИКИ при ударных	со смазкой глицерином
давлениях до 4000 кгс/см2, например
в сталепрокатных станах взамен бронзовых подшипников. По-
дробные физико-механические свойства текстолита приведены
в справочной литературе [34]. Прочностные свойства текстоли-
товые подшипники сохраняют при температурах от —40 до
+ 100 °C, а в случае временных воздействий — до 175— 190 °C.
Это объясняется тем, что термореактивные пластмассы, к кото-
рым относится и текстолит, под действием температур выше
200 °C разлагаются, не переходя в вязкотекучее состояние. Вслед-
ствие этого высокие температуры не вызывают деформации ма-
териала (низкая хладотекучесть).
Коэффициент трения текстолитовых подшипников без смазки
довольно высок (табл. 22). Однако с небольшими скоростями
скольжения (tr 1 м/с) и нагрузками текстолитовые подшип-
ники в ряде случаев оказываются долговечнее бронзовых, ра-
ботающих со смазыванием. Так, при эксплуатационных испыта-
ниях бронзовых подшипников со смазкой до износа в 3,5 мм
Продолжительность работы составляла 1500 ч. В этих же
83
условиях у текстолитовых подшипников без смазки износа почти
не было после трех месяцев работы.
Таблица 22. Коэффициент сухого трения по стали феноловых
пластмасс
Наименование пластмассы	Армирующий материал	Коэффициент трения
Текстолит Волокнит Стекловолокнит Асботекстолит Фенолит	Хлопчатобумажная ткань Хлопковое волокно Стеклянное волокно Асбестовая ткань Графит, капрон и др.	0,3 0,33 0,34 0,34-0,38 0,2
В результате проведенных испытаний текстолитовых под-
шипников с внутренним диаметром 25,4 мм, длиной 20 мм, с ча-
стотой вращения вала 670 об/мин и нагрузке на подшипник
5 кгс было установлено, что после 500 ч работы износ составил
менее 0,08 г без изменения Линейных размеров [56].
Сравнительные испытания, на трение текстолита и полиамид-
ных пластмасс на машине трения с граничной смазкой, прове-
денные Г. А, Гороховским [28], показали более высокую изно-
состойкость текстолита, а также io, что пластмассы на основе
фенолоформальдегидных смол с неДбразивными наполнителями
(текстолиты) являются одними йз лучших антифрикционных
материалов.
Допускаемый режим работы текстолита следующий: при тре-
нии без смазки Гр] «= 50 кгс/см2, [у] — 1,0 м/с, [/]=80°С,
[₽»] = 10 кгс«м/(см2/с), / = 0,24-0,3, а со смазыванием [р] =
= 100 кгс/см2, [с] = 2 м/с, [/] =100 °C, f = 0,064-0,1.
Текстолиты химически стойки к действию разбавленной со-
ляной кислоты, к растворам уксусной и фосфорной кислот,
к действию разбавленных щелочей./ Не стойки к действию кон-
центрированных кислот и щелочей..Более подробно химическая
стойкость текстолитов изложена в литературе [34]. Благодаря
высокой химической стойкости широкое применение текстоли-
товые подшипники нашли в химических аппаратах с перемеши-
вающими устройствами для валов мешалок в качестве проме-
жуточных и концевых опор, расположенных внутри аппарата
и работающих со смазыванием реакционной средой или жидко-
стями, нейтральными по отношению к ней, а также без смазки.
На рис. 34 показана мешалка с приводом метанольного про-
мывателя полиэтилена. Промыватель предназначается для хо-
лодной промывки полиэтилена в метаноле после разложения
катализатора. Давление в аппарате 0,01—0,03 кгс/см2. Рабочая
температура 20—30 °C, частота вращения вала 270 об/мин.
В качестве перемешивающего устройства применена пропел-
лерная мешалка с диффузором. Среда, подлежащая перемеши-
84
Рис. 34. Мешалка с приводом:
2—втулка подшипника (текстолит): 2—обойма подтип*
ника; 3—втулка вала; 4—вал; 5—корпус сальника; 6—саль- '
никовая набивка; 7—радиальный сферический роликопод*
шипник; 8 — упорный шарикоподшипник
ванию содержит бензин, метиловый спирт, полиэтилен. Вал ме-
шалки имеет две опоры: радиальную опору скольжения, выпол-
ненную из текстолита, установленную в направляющем аппа-
рате непосредственно у колеса, и опору качения, установленную
за сальниковым уплотнением. Центровка нижней опоры осуще-
ствляется тремя тягами с промежуточной резьбой, прикреплен-
ными к корпусу аппарата (на чертеже не показаны). Все де-
тали мешалки, соприкасающиеся с рабочей средой, выполнены
Рис. 35. Внутренняя концевая опора вала реактора с перемешивающим
устройством:
1 — стойка: 2— нижняя половина корпуса: 3 — верхняя половина корпуса; 4— втулка
вала: 5—втулка подшипника; 6 — сфера; 7 —кольцо; 8 —кольцо; 9— винт
из коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т. Текстолитовые под-
шипники могут быть использованы со смазыванием агрессив-
ными средами, так как стойки при воздействии органических
растворителей, масел, углеводородов, спиртов. Они могут быть
установлены также в среде суспензии полиэтилена с остатками
катализаторного комплекса в промывочном растворе, содержа-
щем бензин, циклогексан, пропан, в растворе каучука в толуоле,
в средах выращивания микроорганизмов и в других химических
средах.
На рис. 35 показана внутренняя концевая самоустанавли-
вающаяся опора реактора для валов диаметром 20—90 мм я
36
диаметром сферы 80—145 мм, разработанная Старорусским за-
водом химического машиностроения. Опора с помощью стоек /
приваривается к днищу реактора при монтаже вала перемеши-
вающего устройства и устанавливается по месту так, чтобы вал
легко проворачивался от руки. Опора погружена в рабочую
среду реактора, которая служит смазывающим материалом для
элементов подшипника — втулки подшипника 5 из текстолита
и защитной втулки вала 4 из стали 40X13 твердостью HRC 50.
Остальные детали опоры выполнены из стали 12Х18Н10Т.
Втулки закреплены пружинными кольцами 7 и 8 и могут быть
легко заменены при ремонте. Опора является типовой и исполь-
зуется для всех химико-технологических сред без абразивных
взвесей, в которых химически стойки материалы ее деталей. Она
применяется в случае значительной несоосности вала, а также
для длинных валов с соотношением длины вала к его диаметру
l/d > 60, когда угол поворота вала в подшипнике оказывается
неприемлемым для цилиндрических опор при частоте вращения
вала до 200 об/мин и температуре до 100 °C. Срок службы та-
кой опоры при правильной эксплуатации, монтаже и изготовле-
нии может составить 2000—5000 ч.
Конструктивно подшипники небольших или средних разме-
ров изготавливаются в виде втулок с отношением l/d = 0,8 4- 1,
толщиной стенки s =(0,2 4- 0,25)с?, при этом оптимальная вели-
чина диаметрального зазора составляет (0,002 4- 0,003) d. Под-
шипники могут выполняться с буртами, разъемными, а также
для удобства сборки устанавливаться в металлические обоймы.
Крупногабаритные подшипники изготавливают наборными из
сегментов или вкладышей. Текстолитовые вкладыши устанав-
ливают в пазы типа ласточкина хвоста или набирают «в бочку»
в расточку корпуса подшипника. Набор вкладыша закрепляют
установкой распорных планок, которые уплотняют набор при
его разбухании в воде или другой смазывающей жидкости.
Рекомендуется использование от одной до трех распорных
металлических планок, расположенных под углом 120°. По
мере износа вкладышей набор смещают по окружности на
120° и таким образом увеличивают долговечность подшипника
в три раза.
На рис. 36 показан крупногабаритный (d — 1200 мм) само-
устанавливающийся подшипник холодильного барабана, исполь-
зуемого в производстве никелевого концентрата со смазыва-
нием водой, в котором набор выполнен из прямоугольных тек-
столитовых пластин марки НТК, закрепленных двумя бронзо-
выми распорными планками. На отдельных вкладышах преду-
смотрены продольные канавки для удаления абразивных частиц,
попадающих от перерабатываемого продукта. Износостойкость
текстолитовых вкладышей увеличивается тем, что торцы арми-
рующих волокон располагают по направлению к валу. Для из-
готовления вкладышей судовых дейдвудных подшипников со
87
Рис. 36. Самоустанавливающийся текстолитовый подшипник:
-крышка; 2обойма (сталь 12Х18Н10Т); 3—вкладыш (текстолит ПТК); 4—упор; '5—планка (бронза БрАЖ9-4);
ПУС (сталь 12Х18Н10ТЛ>: 7—огиппяяи» (avrvu UMUrTTYOb о —
88
Рис. 37. Разбухание текстолита
в зависимости от продолжитель-
ности пребывания в во Де:
/—•Образцы 50X50X25 мм; 2—вкладыши
в наборе
смазкой забортной водой применяется текстолит ПТК-С из
прочной хлопчатобумажной ткани и фенолформальдегидной
смолы.
Авторы работы [55] обращают внимание на высокий- коэф-
фициент трения текстолитового вкладыша в начале эксплуата-
ции, который снижается после приработки, например с 0,3 до
0,008 при трении по бронзе БрОЦ10-2 со смазкой водой, давле-
нии 3 кгс/см2 и скорости скольжения 5 м/с. Высокий коэффи-
циент трения является причиной значительного тепловыделения
в подшипнике. Вследствие этого происходит обугливание тру-
щейся . поверхности вкладышей, особенно при недостаточной
смазке. Изнашивание Обугленно-
го слоя текстолита происходит
более интенсивно и сокращает
срок службы подшипника. Устра-
нение чрезмерного нагрева и
обугливания подшипника при
пуске достигается приработкой
на малых оборотах с достаточ-
ной водяной смазкой при опти-
мальном зазоре, учитывающем
изменение размеров Др текстоли-
товых вкладышей, в том числе
и от набухания, показанного на
рис. '37.
Процесс набухания текстоли-
товых вкладышей длится до двух
лет, после чего их размеры не меняются. Этот процесс по-
ложительно влияет на работу подшипника, так как благодаря
ему компенсируется износ вкладышей по высоте, а по ширине
создается плотный контакт между вкладышами в наборе. На-
бухание вкладышей из-за больших размеров идет медленнее,
чем образцов, предельная величина набухания которых состав-
ляет 2,5%. Поглощение воды и других жидкостей происходит
в основном хлопчатобумажной тканью. Поэтому линейные раз-
меры увеличиваются по толщине плиты текстолита, следо-
вательно, уменьшается внутренний диаметр подшипника. Так,
при диаметре подшипника около 300 мм его размер умень-
шается на 0,08—0,12 мм в течение месяца пребывания в во-
де [5].
Имея это в виду, следует увеличивать диаметральные зазоры
подшипников, находящихся в воде на 0,1—0,15 мм на каждые
25 мм внутреннего диаметра. Впоследствии это увеличение за-
зоров частично компенсируется уменьшением внутреннего диа-
метра подшипника от набухания при эксплуатации. Все же из-за
необходимости применения увеличенных зазоров текстолитовые
подшипники непригодны в конструкциях, где требуется, обеспе-
чение точной соосности валов.
89
8.	ФТОРОПЛАСТОВЫЕ ПОДШИПНИКИ
Фторопластовые подшипники получили широкое распростра-
нение в машиностроении. Это объясняется тем, что во фторо-
пластах сочетается ряд свойств, делающих их подчас незамени-
мыми для трущихся пар: низкий коэффициент трения при до-
статочной износостойкости, химическая стойкость, способность
работать в вакууме, в большом диапазоне температур — от
£-J-250 °C до —200 °C, а также без смазки. Физико-механические
Свойства фторопластов приведены в справочниках [34, 86].
Из многих известных марок фторопластов применение для
подшипников нашли марки, представленные в табл. 23. Они от-
носятся к термостабильным пластмассам, которые при нагре-
вании не переходят в пластическое состояние и мало изменяют
физические свойства вплоть до температуры термического раз-
ложения выше 415 °C. Поэтому методы переработки фторопла-
ста в изделии горячим прессованием, литьем под давлением
и т. п. не пригодны. Для переработки порошка фторопласта мар-
ки Ф-4 по ГОСТ 10007—72 применяют метод холодного прес-
сования с последующим свободным (без формы) спеканием,
в результате которого получают стандартные заготовки в виде
втулок, стержней, дисков, пластин. Сортамент выпускаемых
стандартных заготовок приведен в справочниках [34, 86]. Фто-
ропластовые подшипники изготавливают механической обработ-
кой заготовок. Режимы резания фторопластовых заготовок даны
в табл. 24.
Химическая стойкость фторопласта-4 чрезвычайно высока.
На этот материал даже при высоких температурах не действуют
крепкие и разбавленные кислоты и щелочи, органические рас-
творители и другие химические среды. Фторопласт-4 не стоек
только в расплавленных щелочных металлах, фторе и трехфто-
ристом хлоре. Высокая химическая стойкость фторопластов
способствует применению фторопластовых подшипников в хи-
мическом машиностроении в контакте с агрессивными средами.
Фторопласт является хорошим антифрикционным материалом.
Однако трение и изнашивание этого материала в большой сте-
пени зависят от нагрузки, скорости скольжения, температуры,
смазки, а также твердости, шероховатости, природы материала
вала, работающего с ним в контакте. Коэффициент трения, на-
пример, в зависимости от условий работы может изменяться
от 0,025 до 0,4—0,5 и выше. Рассмотрим влияние некоторых из
этих факторов на антифрикционные свойства фторопласта.
Влияние нагрузки на коэффициент трения. Фторопласты яв-
ляются кристаллическими полимерами, которые имеют свойство
холодного течения под действием внешних нагрузок (хладоте-
кучести), т. е. подвергаются необратимым деформациям (пол-
зучести). При давлениях 30—50 кгс/см2 уже появляется замет-
ная остаточная деформация, а при 200—300 кгс/см2 и темпера-
90
Таблица 23. Фторопластовые материалы, используемые для подшипников скольжения и других деталей
Условия применения	Давление до 50—80 кгс/см2, температура от —100 до + 160 °C, скорости скольже- ния до 2 м/с (при охлажде- нии до 4—10 м/с)		Радиоактивное излучение ! и давления 100 кгс/см2 и более	Температура эксплуатации от -50° до 125 °C	Примечание. Материал шейки вала из коррозионно-стойких сталей 08Х17Н13М2Т, 06ХН28МДТ, 14Х17Н2, 40X13, 95X18, 20Х17Н2, I2X18H10T.
Область применения	Подшипники скольжения, работающие в кислотах, щелочах, органических раст- ворителях, воде и других агрессивных	жидкостях, газах и на воздухе	Покрытия и пропитки пористых антифрикционных деталей	Детали, работающие на трение в пресной, морской воде, на воздухе или попе- ременно в этих средах	Антифрикционные покрытия на металлических деталях	
ОСТ или ТУ	ТУ 6-05-810—71 ОСТ 6-05-402—74 ТУ 6-05-1413-76 ОСТ 48-75-73	ТУ 6-05-1246-76	ТУ 01-55-4-72 ТУ 01-55-2—72	МРТУ 6-М-862—61 1	
Марка	Ф-4 Ф-40 Ф-4К20 7В-2А	4Д	Ф40Г40 Ф40С15М1.5	ФБФ-74Д	
Наименование	Фторопласт Композиция Г рафитопласт	Суспензия фторо- пласта	Антифрикционный материал То же	Лак	
91
Таблица 24. Режимы резания фторопластовых заготовок
Способ механической обработки	Инструмент	Режим резания
Точение	Резец из быстрорежущей стали Р18. Передний угол 10—15°, задний — 10—14°	Скорость	резания 70—120 м/мин,	подача 0,02—0,14 мм/об, глубина резания 1—2 мм
Сверление	Сверло с острозаточенными кромками. Передний угол 0°, задний — 9—15°, угол нак- лона винтовой канавки 10—20°	Подача 0,025—0,1 мм/об, частота вращения сверла 1000—2000 об/мин
туре 20 °C материал течет. Явление хладотекучести позволяет
применять фторопласт при одностороннем давлении не выше
30 кгс/см2. Деформации, в свою очередь, связаны с температур
рой окружающей среды. Чем выше температура окружающей
среды, тем меньшая нагрузка вызывает большие деформации.
Поскольку при работе подшипников требуется стабильность раз-
меров, то допускаемые давления ограничиваются холодным те-
чением материала. Практически установлено [85], что в состоя-
нии покоя или при очень малых скоростях скольжения, когда
не нужно учитывать повышение температуры в зоне трения от
скорости скольжения, предельно допускаемые давления в зави-
симости от температуры не превышают значений, приведенных
ниже:
t, °C....................... 20	100	200	250
р, кгс/см2 ................. 70	35	18	14
Таблица 25. Коэффициент трения
и скорость изнашивания исследованных
Материал образца		Коррозионная стойкость в 65%-ной азотной кислоте (при 80 °C) балл по ГОСТ 13819-68	Допу давление,	
вращающегося	неподвижного		без < смазки	
Сталь Х32Н8 Сталь 12X181 ПОТ Сталь 12Х18Ш0Т Сталь 12Х18Н10Т	Фторопласт-4 Фторопласт-4 Фторопласт-40 Фторопласт-4 с графитом	Стойкий, 4 Стойкий, 4 Пониженно-стой- кий, 6 Стойкий, 4	1,04 5,75 15,0 2,36	
92
С другой стороны, пз результатов испытаний фторопласта
на трение известно, что чем выше прикладываемая нагрузка,
тем ниже коэффициент трения. Если при давлениях 150—>
300 кгс/см2 коэффициент трения фторопласта без смазки состав-»
ляет 0,02—0,04, то уже при давлениях 20—30 кгс/см2 коэффи-
циент трения повышается до 0,1. В результате испытаний, про-»
веденных автором с сотрудниками на машине трения МИ-1М
при скорости скольжения 1 м/с (табл. 25) и малых давлениях
до 15 кгс/см2, получены коэффициенты трения без смазки, пре-
вышающие 0,2. По данным фирмы «Дюпон» при давлениях ниже
0,35 кгс/см2 коэффициент трения возрастает особенно быстро*
Зависимость коэффициента трения от нагрузки ориентировочно
для фторопласта выражается формулой
f = 0,178/V-0’5,	(76)
где W— нагрузка, гс. Следовательно, используя фторопласт для
подшипников сухого трения при небольших давлениях, нельзя
рассчитывать на получение высоких антифрикционных хараю*
теристик: низкого коэффициента трения и необходимой износо-
стойкости, что и наблюдается на практике. Высокие же давле-
ния недопустимы по причине хладотекучести материала. По-
этому использование фторопласта для подшипников сухого тре-
ния наиболее целесообразно в конструкциях, воспринимающих
высокие давления при отсутствии хладотекучести. К ним отно-
сятся тонкослойные фторопластовые покрытия на металличе-
ской основе вкладыша, подшипники из наполненных фторопла-
стовых композиций, пропитанные фторопластовыми суспензиями
металлокерамические вкладыши.
Влияние скорости скольжения на коэффициент трения.
Коэффициент трения фторопласта существенно зависит от ско-
рости скольжения. При скольжении не работавших ранее по-
верхностей с малой скоростью (менее 1,1 см/с) нагрева поверх-
ностей трения не происходит и коэффициент трения имеет
пар трения
скаемое кгс/см’		Коэффициент трения		Скорость изнашивания образца, г/ч			
				неподвижного		вращающегося	
	со смазкой	без смазки	со смазкой	без смазкн	со смазкой	без смазки	со смазкой
	49,0	0,27	0,013	0,01	0,01	Нет	Нет
	56,0	0,213	0,025		0,008		»
	138,0	0,267	0,08	—	0,01	—	
	75,5	0,141	0,011	0,02	Нет	—	
93
величину порядка 0,1. С увеличением скорости скольжения
коэффициент трения быстро возрастает в два-три раза при
любых условиях нагружения. В этом случае начинает выде-
ляться большое количество тепла, которое плохо отводится из
зоны трения вследствие низкой теплопроводности фторопласта
(0,21 ккал/(м-ч-°С). В результате скольжения поверхностный
слой приобретает высокую температуру (в пределе может быть
достигнута температура разложения) и поверхность претерпе-
вает существенные изменения, которые приводят к тому, что при
последующем снижении скорости скольжения коэффициент тре-
ния остается высоким. Разработчики отечественных фторполи-
меров, в том числе и фторопласта-4, Л. В. Черешкевич, Д. Д. Че-
годаев и др. объясняют это явление образованием ориентирован-
ных молекул на трущейся поверхности фторопласта, благодаря
которым даже при низких температурах облегчается создание
мостиков сварки в контакте при трении [85, 86].
По данным фирмы «Дюпон», для подшипников сухого трения
из фторопласта-4 при давлениях менее 7 кгс/см2 можно допу-
стить следующие скорости скольжения: без наполнителя 0,5 м/с,
с наполнителем 1 м/с и для подшипников из металлокерамики,
пропитанной фторопластом, 5 м/с.
Влияние шероховатости поверхности и смазки. К обработке
вала, работающего в паре с фторопластовым подшипником,
предъявляются повышенные требования, так как фторопласт
мягкий материал и даже незначительные микронеровности по-
верхности вала приводят к его повышенному изнашиванию. Из-
нос является результатом срезывания поверхностного слоя и
намазывания пленки фторопласта на вал. В дальнейшем трение
происходит между двумя фторопластовыми поверхностями
с низкой теплопроводностью. Следовательно, для повышения
срока службы подшипника параметр шероховатости шейки вала
Ra должен быть равен 0,2—0,4 мкм или 8в — 9-го класса шеро-
ховатости по ГОСТ 2789—73.
Попадание абразивных частиц в зону трения вызывает по-
вышенный износ фторопласта, так же как и других пластмасс,
путем микрорезания. Вследствие этого фторопластовые подшип-
ники не предназначены для работы в абразивной среде.
Наилучшими материалами для вала в паре с фторопласто-
выми подшипниками являются стали термообработанные с твер-
достью не менее HRC 42—48, указанные в табл. 23, а также
высокотвердые наплавочные сплавы (стеллиты, сормайт и др.),
минералокерамика, силицированные графиты. Повышенный из-
нос фторопластовых подшипников наблюдается в парах трения
с бронзами, латунями, алюминиевыми сплавами.
Антифрикционные свойства трущейся пары фторопласт — ме-
талл улучшаются с введением в зону трения смазывающих
жидкостей, воды, растворов кислот, щелочей. Коэффициент тре-
ния с водой и другими химическими средами снижается по
94
сравнению с коэффициентом трения без смазки в 10 раз и беи
лее. Смазывающий материал отводит тепло из зоны трения,
что снижает коэффициент трения и изнашивание, увеличивает
грузоподъемность подшипника. Поэтому благодаря сочетанию
химической стойкости и антифрикционности фторопластовые
подшипники нашли применение в химическом оборудовании при
работе в условиях сухого и граничного трения в агрессивных
средах химических производств.
Одним из эффективных способов использования фторопла-
ста для подшипников является применение фторопластовых
композиций с наполнителями. В этом случае увеличивается из-
носостойкость подшипника и снижается коэффициент трения,
увеличивается теплопроводность, уменьшается хладотекучесть
и линейное расширение. Изменяются и другие физико-механи-
ческие свойства. Введением во фторопласт при переработке раз-
личных наполнителей получают композиционные материалы
с новыми качественными свойствами. Наполнителями служат
металлические порошки (бронза, медь, никель), минеральные
порошки (тальк, ситалл, рубленое стекловолокно) и твердые
смазки (графит, дисульфид молибдена, коксовая мука, нитрид
бора). Применяемые в качестве наполнителей материалы по
разному влияют на физико-механические и антифрикционные'
свойства фторопласта, имеют различную химическую стойкость,
и поэтому выбор того или иного наполнителя зависит от условий
работы подшипника. Так, при введении во фторопласт бронзо-
вого порошка в количестве 30 и 40% по массе теплопроводности
материала увеличивается с 0,59-10~3 соответственно до 1,08-10_*
и 1,7-10~3 кал/(с-см-°С). Значительно повышает теплопровод-
ность композиции графит (табл. 26). Твердые смазки в составе
композиции существенно снижают коэффициент сухого трения.
Разработаны фторопластовые композиции с комбинированными
наполнителями, которые улучшают антифрикционные и физико-
механические свойства и вместе с тем повышают теплопровод-
ность и износостойкость. Обычно это достигают одновременным
введением минерального или металлического наполнителя и
твердых смазок. Марки этих композиций приведены в справоч-
Таб/ица 26. Теплопроводность фторопласта в зависимости
ст содержания наполнителя
Наполнитель	Объемное содержание, %	Теплопроводность, ккал/(ч-м-°С)
Фторопласт без наполнителя		0,21
Кокс	66,7	0,82
Г рафит	50	1,18
»	74,0	2,42
Асбест	50.0	0,52
Медь	50,0	0,93
95
нике [34]. Для фторопластовых композиций существует опти-
мальное соотношение фторопласта и наполнителя, равное 20—
60% по массе или 20—25% по объему, при котором наблюдает-
ся минимальный износ. Установлено также, что наполнитель
должен иметь размер частиц в пределе 10—60 мкм, преимуще-
ственно 20—30 мкм.
Таблица 27. Показатели износа наполненных фторопластовых
композиций
Наименование показателя	Ф-4 (без напол- нителя)	Ф-4С15 (15%СВ)	Ф-4С15М5 (15% СВ+5% MoS2)	Ф-4Ц20 (20% кокса)	Ф-4К15М5 (15% кокса+ 5% MoS2)	Ф-4М15 (15% MoS2)
Критерий pv, кгс • см/(см2 • с), при ско- рости скольжения, см/с:						
5	45	350	400	500	600	500
50	65	450	500	700	700	500
500	90	550	620	1100	1100	400
Допустимый критерий [ри] при износе 0,127 мм за 1000 ч	0,75-1,0	130	150	325	500	185
Коэффициент износа К • Ю8, см3 • с/(кгс • см • ч)	1800-2500	10	9	4	2,5	7
Относительная износо- стойкость	1	250	275	625	1000	360
Скорость изнашивания Q • 10’, г/ч	625	2,6	2,5	1,0	0,6	—
Деформация при дав- лении 100 кгс/см2 через 24 ч при 22 °C, %	6,6	3,5	3,8	2,9—3,0	3,6	4,3
В табл. 27 приведены данные по результатам испытаний тол-
стостенной фторопластовой втулки, выполненной из различных
марок наполненных фторопластовых композиций. Наряду с дру-
гими показателями износостойкости в таблице приведен коэф-
фициент износа К. Коэффициент износа К определяет качество
наполненной композиции, ее износостойкость. Он связан с изно-
сом Д/г (см), критерием pv и временем работы t по формуле
М. М. Хрущова
К = khj(pvt).	(77)
При испытаниях установлен предельный износ подшипника
0,127 мм за 1000 ч, которому соответствует допустимое значе-
ние критерия теплостойкости [ри]. Значения pv могут быть по-
вышены за счет улучшения условий теплоотвода от подшип-
ника, изменения его конструкции или искусственного охлажде-
ния.
96
Технология изготовления наполненных фторопластовых ком*
позиций различается в зависимости от марки фторопласта. Так,
изготовление композиций на основе фторопласта-40, представ*
ляющего собой порошок, производится путем смешения компе*
центов композиции в мешалке, прессовании в пресс-форме при
давлении 300—500 кгс/см2, сплавлении в термостате вместе
с пресс-формой при температуре 290—300 °C и подпрессовки
под давлением 200—300 кгс/см2. После охлаждения до темпе-
ратуры ниже 70 °C втулку выпрессовывают из пресс-формы и
подвергают искусственному старению в термостате при темпе-
ратуре 180 °C не менее 3 ч [12]. Получение однородной смеси
па основе фторопласта-4 значительно сложнее. Фторопласт-4
имеет волокнистую комковатую структуру. Вследствие этого
его смешение с наполнителем производится в коллоидной мель-
нице с одновременным размолом смеси между ее рабочими ко-
нусами. Изделие прессуется в пресс-форме под давлением 300—•
350 кгс/см2, а спекается в свободном состоянии (без формы)
при температуре 370—380 °C с последующим охлаждением до
температуры 150 °C. Затем готовую втулку подшипника охлаж-
дают на воздухе. Полученные свободным спеканием втулки не
имеют внутренних напряжений и не изменяют свою форму и
размеры при эксплуатации.
Подробные исследования физико-механических и антифрик-
ционных свойств композиций на основе фторопласта-4 с напол-
нителями: сернокислым барием, тальком, сажей, безводной
окисью алюминия, графитом, коксом, дисульфидом молибдена
п нитридом бора изложены в работе [23]. Установлено, что
оптимальное массовое содержание наполнителей в материале
составляет 20—35% и зависит от вида наполнителя. С введе-
нием наполнителей у композиционного материала увеличивается
износостойкость, повышается твердость, но уменьшается меха-
ническая прочность и появляется склонность к набуханию в воде
н кислотах. Влагопоглощение растет с увеличением количества
наполнителя и концентрации кислоты, что необходимо учиты-
вать при проектировании фторопластовых подшипников для
агрессивных сред. Для исследованных композиций коэффициент
трения по стали 12Х18Н1 ОТ (р = 40 кгс/см2, v = 1,5 м/с) во
время работы в серной и азотной кислотах очень низок и из-
меняется от 0,01 до 0,03 в диапазоне температур до 80 °C и
давлениях до 80 кгс/см2. Наиболее износостойкой в серной кис-
лоте оказалась композиция фторопласта-4 с тальком и коксом.
Комплексное исследование композиционных материалов на
основе фторопласта-40 проведено автором с сотрудниками [12].
В качестве наполнителей использовали графит, дисульфид мо-
либдена, ситалл, глобулярную оловянисто-фосфористую бронзу.
Разработаны марки композиционных материалов на основе фго-
ропласта-40: Ф40Г20, Ф40М30, Ф40С15М1,5 и Ф40Б70 и освоена
технология получения заготовок деталей, в том числе подшип-
4 Зак. 116
97
ников из этих материалов. Композиции были изучены с целью
определения их физико-механических и антифрикционных
свойств и стойкости к действию химических сред. Результаты
и методика этих исследований подробно изложены в литературе
*[19, 21, 34, 57]. В табл. 28 даны физико-механические и анти-
фрикционные свойства исследованных фторопластовых компо-
зиций.
Таблица 28. Физико-механические и антифрикционные свойства
фторопластовых композиций
,	Свойства	Ф40Г20	Ф40М30	Ф40С15М1.5	Ф40Б70	Ф40
Плотность., г/смэ	1,8	2,0	1,8	4,1	1,7
Коэффициент тепло- вого	расширения а - 105, 1ЛС	7,8	3,1	7,9	—*	11,5
* Коэффициент тепло- проводности, ккал/(м - ч - °C)	0,26	0,23	0,16	0,28	0,12
Твердость, кгс/мм2	6,7	7,5	7,5	10,6	5,8
Ударная вязкость, кгс • см/см2 Предел прочности, кгс/см2:	46,0	11,0	84,0	80,0	125,0
при растяжении	250	250	270	145	280
при сжатии	320	480	430	370	240
при изгибе Коэффициент трения по стали 12Х18Н10Т при скорости сколь- жения 1 м/с;	290	315	430	270	460
всухую	0,6	0,64	0,25	0,3	0,66
с водой Интенсивность изна- шивания по стали 12Х18Н10Т	• 108 г/см?:	0,038	0,036	0,023	0,072-	0,06
всухую	1,37	1,56	1,37	2,42	5,61
с водой Водопоглощение, %:	0,50	0,556	0,562	0,7	0,556
в кипящей воде	0,028	0,022	0,026	0,023	0,016
в холодной воде (20 °C)	0,0078	0,0069	0,012	0,009	0,0028
Изучение антифрикционных свойств и износостойкости ком-
позиционных материалов проводили на машине трения МИ-1М,
переоборудованной для испытаний полимерных материалов*
Испытуемый образец (плоская колодочка) закреплялся непо-
движно. Вращающимся образцом служил ролик из стали LIJXlof
Испытывали образцы без смазки и со смазыванием водой прй
скорости скольжения 1 м/с. Полученные зависимости коэффи-
циента трения наполненного фторопласта-40 с различным со-
держанием наполнителя от давления без смазки представлены
98
на рис. 38. Из графиков видно, что вначале при постепенном
увеличении нагрузки на образец коэффициент трения растет до
некоторого максимального значения, соответствующего допу-
скаемому давлению. Дальнейшее повышение нагрузки приводит
к увеличению износа и площади контакта образца, а коэффи-
циент трения несколько снижается. Правые ветви кривых со-
Рис. 38. Зависимость коэффициента трения f от давления р при трении
без смазки фторопласта-40 по стали ШХ15 с различным содержанием
наполнителя, %:
а — графита; б — дисульфида молибдена; в — ситалла; г — бронзы:
/ — 20; 2—30; 3—40; 4—10; 5 — 20; 6—40; 7 — 30; 6—10; 2—10; /2—20; 11 — 40; /2 — 30;
13 —0; 14—30; 15—70; 16—00; 17—40
ответствуют началу катастрофического износа, в результате ко-
торого давление при дальнейшем нагружении падает, коэффи-
циент трения резко увеличивается и материал становится нера-
ботоспособным, так как поверхность трения разрушается. Полу-
ченные результаты показывают, что максимальйые значения
коэффициента сухого трения фторопластовых композиций изме-
няются в пределах 0,3—0,5 при допускаемых давлениях 3—-
8 кгс/см2.
Интенсивность изнашивания Iq материала уменьшается
с введением наполнителя в зависимости от его содержания до
4*
99
некоторого предела (рис. 39)', после чего вновь возрастает. Ми-
нимальному значению интенсивности изнашивания соответствует
оптимальное содержание наполнителя в материале. Наиболее
Рис. 39. Зависимость интенсивности
изнашивания наполненного фторо-
пласта-40 при сухом трении по ста-
ли ШХ15 от содержания наполни-
теля:
1 — дисульфида мотибдена: 2—графита;
3 — ситалла, 4 — бронзы
износостойкой является компо-
зиция с содержанием ситал-
ла 10—20% и 1—2% ди-
сульфида молибдена марки
Ф40С15М1,5. Для этой компо-
зиции допускаемое давление
составляет 10—15 кгс/см2 и ко-
эффициент трения 0,25—0,35
при сухом трении. На рис. 40
показана зависимость интен-
сивности изнашивания мате-
риалов на основе фторопла-
ста-40 от давления при трении
по стали 12Х18Н10Т без смаз-
ки, откуда видно, что металли-
ческие наполнители (бронза)
и ситалл обеспечивают компо-
зиционным материалом более
высокую нагружаемость, чем
твердые смазки (графит и дисульфид молибдена). Допускаемые
давления [р] и скорости скольжения [у] для изученных марок
Рис. 40. Зависимость интенсивности изнашивания Iq материалов н i основе
фторопласта-40 от давления р при тренги без смазки по стали 12Х18Н10Т:
1 — Ф40; 2— Ф40М30; 3— Ф40Г20; 4 — Ф40С15М1.5; 5—Ф40Б70
фторопластовых композиций следующие:
Ы, кгс/см2
[о], м/с .
Ф40
. 4,5
. 0,5
Ф4И20	Ф40М30	Ф40Б70	Ф40С15М1.5
5	5	20	15
1111
Допускаемая температура окружающей среды составляет
от —60 до к-|-200оС, а рабочая температура не превышает 160—
100
180 °C. Износ фторопластовых композиций уменьшается с улуч-
шением отвода тепла из зоны трения, в том числе и при искус-
ственном охлаждении. При правильном применении организо-
ванный теплоотвод является средством увеличения срока служ-
бы узла трения.
Фторопластовые материалы, наполненные графитом, дисуль-
фидом молибдена, ситаллом наиболее эффективны для подшип-
ников при подаче в зону трения воды или других жидкостей,
способных охлаждать трущиеся поверхности. В этом случае ко-
Рис. 41. Зависимость коэффициента трения f от давления р материалов
на основе фторопласта-40 при трении по стали 12Х18Н10Т со смазкой
водой:
1— Ф40Б70; 2 — Ф40; 3— Ф40Г20; 4 — Ф40М30; 5— Ф10С15М1.5
возрастают в десятки раз. Изменение коэффициента трения от
давления при трении фторопластовых композиций по стали
12Х18Н10Т со смазкой водой показано на рис. 41. Коэффициент
трения составляет 0,02—0,04. Допускаемые давления [р] и ско-
рости скольжения [у] при смазке водой следующие:
Ф40
|р], кгс/см2	. . 55
[р], м/с..........4
Ф40Г20	Ф40М30	Ф40Б70	Ф40С15М1.5
115	100	70	150
5	5	7	7
Наполненные фторопластовые композиции применяются для
изготовления подшипников, работающих в агрессивных жидко-
стях, из-за высокой химической стойкости.
Химическую стойкость фторопластовых композиций, в основ-
ном определяет наполнитель. Фторопласт-40 набухает в 98%-ной
азотной и плавиковой кислотах и царской водке, в ацетоне и
серном эфире. Результаты испытаний, большая часть которых
проведена непосредственно на химических комбинатах в техно*
101
логических средах химических производств, показывают, что
в большинстве химических сред композиционные материалы на
основе фторопласта-40 оказались стойки, что позволило реко-
мендовать их для узлов трения машин и аппаратов химической
промышленности [19, 21]. К ним относятся насосы для пере-
качивания сжиженных газов при низких н криогенных темпе-
ратурах, приводы перемешивающих устройств реакторов и гер-
метические приводы аппаратов, компрессоры, работающие без
смазки и другое оборудование. Широкое применение нашли
фторопластовые композиции для подшипников насосов, перека-
чивающих радиоактивные жидкости, благодаря высокой ра-
диационной стойкости фторопласта-40 в сравнении с другими
марками фторопластов.
Фторопласт-4 неустойчив к радиационному облучению, его
механические свойства под действием у- и 0-излучения падают,
а при дозе 5-106 рад он становится хрупким и разрушается*
Подшипники из фторопласта-4 не применяются в условиях
проникающей радиации. Исследования физико-механических
свойств фторопластовых композиций на основе фторопласта-40
при воздействии радиационного облучения [57], а также про-
мышленные испытания подшипников в насосах атомных элек-
тростанций показали высокую надежность оборудования и рас-
ширили область их применения.
К недостаткам наполненных фторопластовых композиций для
подшипников следует отнести недостаточную теплопроводность
и склонность к водо- и кислотопоглощению, приводящую к из-
менению размеров подшипника при работе в агрессивных жид-
костях, его разбуханию и изменению зазоров в процессе экс-
плуатации.
Исследования и конструкции. Фторопластовые подшипники
получили широкое распространение в химическом машинострое-
нии со смазыванием агрессивными чистыми жидкостями. Их из-
готовляют преимущественно в виде сплошной монолитной
втулки точением из стандартных заготовок. На рис. 42 показан
вкладыш герметичного привода реактора из графитофторопл^-
ста 7В-2А. С целью защиты от абразивных частиц и лучшего
теплоотвода смазывающей жидкостью на внутренней поверх-
ности вкладыша предусмотрены продольные пазы, через кото-
рые твердые частицы вымываются из зоны трения. Другой спо-
соб защиты фторопластовых втулок от износа абразивными
частицами показан на рис. 43, где изображена конструкция
подшипника скольжения без смазки Полтавского зга в од а хими-
ческого машиностроения для нижней концевой опоры вала ме-
шалки эмалированного реактора. Среда в реакторе агрессив-
ная — комплекс хлористого алюминия (абразив) и фракций
бутилбеизола при температуре 60°C. В конструкции втулки под-
шипника иэ фторопласта-4 укреплены на неподвижной стойке
нижией опоры реактора, установленной в- его днище. Трение эле-
162
центов опоры осуществляется в полости внутри вала. Охлаж*
Денис принудительное через стойку нижней опоры проточной
водой.
На рис. 44 показана нижняя опора вала мешалки крупнога-
|5аритного эмалированного реактора, предназначенная для ра-
боты при повышенных Частотах вращения вала (п = 200—*
1000 об/мин) со смазкой рабочей средой реактора, не содержа-
Рис. 42. Вкладыш из графитофторопласта 7В-2А
щей абразивных взвесей (рис. 44, а) и с принудительной пода-
чей смазывающей жидкости, попадание которой в реакционную
зону реактора допустимо (рис, 44,6). В этом случае рабочая
среда реактора может содержать абразивные взвеси, так как
подшипник установлен в специальной камере, изолирующей его
от рабочей среды в аппарате. Опоры имеют в шейке вала осевой
и радиальные каналы, которые при вращении вала создают на-
сосный эффект и циркуляцию смазывающей жидкости внутри
подшипника. Авторы ’[41] исследовали работоспособность раз-
работанных конструкций с валами мешалок из стали 12&[8Щ0Т
и стеклоэмалевой шлифованной поверхностью и вкладышами
из. фторопласта-4, графитофторопласта АФГ-80ВС .и другими
103
Ph«t 43. Нижняя опора вала мешалки:
1— втулка подшипника (фторопласт-4); 2—распорная втулка; Зтвал; 4— стойка;
„	5—днище реактора
Ж
материалами со смазыванием водой, бензином, глицерином,
трансформаторным маслом, скоростью скольжения 0,3—4,0 м/с,
давлением 0,5—6,0 кгс/см2 при относительном зазоре в подшип-
нике ф = 0,0005 4- 0,003. В результате испытаний установлено
Рис. 44. Нижняя концевая опора вала мешалки: а — от-
крытого типа; б — закрытого типа:
1— корпус подшипника; 2—сферическая разъемная обойма;
.3—обойма вкладыша подшипника; 4 — вкладыш подшипника;
5—кольцо упорное; 6—вал мешаЛки; 7—уплотнительное плаваю-
щее кольцо; 8—упорное кольцо; 9, 10—соответственно верхняя и
нижняя камеры
практическое отсутствие износа вкладышей в паре с эмалиро*'
ванным шлифованным валом при температуре подшипника до
30 °C и мощности трения в подшипниках для валов да&ыетром
80 мм А\Р = 0,006 4- 0,095 кВт. Концевые опоры . с. принуди-
тельной подачей емайьшаяощей жидкости установдеам в эмали-
рованные •реакторы вместимостью 20 м3 для автоматизирован^
ной линии производства полиэтилена низкого давления Гурьев-
ского химического завода.
Фторопластовые втулки с целью удобства монтажа могут
выполняться разъемными (рис. 45). Толстостенные вкладыши
подшипников из фторопласта-4 при попытках их использовать
в герметичных электронасосах, предназначенных для перекачи-
вания 65 %-ной азотной кислоты при 80 °C, в паре с валом из
стали 12Х18Н10Т оказались малонадежными вследствие повы-
шенного износа и изменения внутреннего диаметра во время ра-
боты при температурных колебаниях. Лучшими явились кон-
струкции подшипников с основой вкладыша из стали
Рис. 45. Втулка разъемного фторопластового
подшипника
12Х18Н10Т, облицованные по внутреннему диаметру тонким
слоем фторопласта-40. Использование тонкослойной облицовки
улучшает теплоотвод от трущейся поверхности, сокращает
время приработки, увеличивает грузоподъемность. Размеры тон-
кослойной облицовки меньше изменяются под воздействием тем-
пературы и набухания, и это позволяет повысить точность со-
пряжения, увеличить скорости скольжения и нагрузки. Тонко-
стенный вкладыш запрессовывали в металлическую основу.
Основа обеспечивает подшипнику необходимую прочность и
жесткость. Она имеет на внутренней поверхности продольные
и поперечные пазы, необходимые для удержания облицовочного
слоя фторопласта (рис. 46, а).
Расход фторопласта в этих подшипниках снизился почти
вдвое по сравнению с ранее применявшимися толстостенными
при значительном увеличении жесткости и несущей способности,
а также улучшении теплопроводности. После опрессовывания
внутренней поверхности фторопластом последний хорошо запол-
нял пазы и держался очень прочно (рис. 46, б). Все же при рез-
нях сменах температуры окружающей среды (нагревании выше
95 °C и охлаждении) имелись случаи отслаивания фторопласта
по краям от стальной основы вследствие его плохой адгезии
й металлам. -
106
Другим способом создают» тонной фторопластовой пленки
является заполнение сусветгзяей фторопласта-4Д искусственно
созданной пористой яовердноста на основе вкладыша подшип-
ника. На работих кгоэер*хтгостях металлической втулки электро-
искровым способом на станке ЛКЗ-18 наносились норы-отвер-
стия диаметром 0,6—ОД мм и глубиной 5,2—1,5 мм.. Величина
пористости {оттгогненне суммарной площади пор к исходной пло-
щади рабочей поверхности до нанесения пор, умноженное на
Рис. 46. Фторопластовый подшипник с металлической- основой:
а — стальная втулка; б — подшипник с облицовкой
100} составляла 48—55%. Поры заполнялись, суспензией фтора-
пласта-4Д путем иронитки в вакуумном аппарате с последуй*-
щей сушкой при 90 °C. Суспензия фторопласта-4Д представ-
ляет взвесь частиц фторопласта (размер частиц от 0,06 до
0,4 мкм) в воде, в которую* для стабилизации и улучшения сма-
чивания введены поверхностно-активные вещества <ПАВ). Пе-
ред пропиткой деталь ирюмывалась и обезжир-ивалась с по-
мощью ультразвука. Пропитка и сушка многократно повторя-
лись, пока все поры не были заполнены фторопластом и не об-
разовался сплошной гладкий слой полимера на рабочей поверх-
ности втулки. После этого втулки высушивали при температуре
90 °C в течение Г ч и помещал» в термостат для спекания фто-
ропласта при температуре 370 °C на J—1,5 ч. Затем втулка по
внутренней поверхности ®бкэтывам»а«1» вэ тюиаривэьс ставив ро-
ликом до получения на рабочих п®««ерхж)стях илжмки фторо*
107
пласта толщиной 0,2—0,3 мм. Твердость шейки вала была не
ниже HRC 42 с шероховатостью 9-го класса по ГОСТ 2789—73.
Такой подшипник хорошо отводит тепло и может успешно экс-
плуатироваться при температуре от —200 до -|-250оС.
Более технологичной конструкцией фторопластового подшип-
ника для данных условий явилась показанная на рис. 47 втулка
вала ротора электронасоса, облицованная по наружному диа-
метру фторопластом-40 (обратная пара). Вследствие малой
толщины облицовки (2,0 мм) сокращается масса фторопласта,
снижаются контактные деформации
f 2
Рис. 47. Втулка вала, облицо-
ванная фторопластом-40:
1 — стальная основа; 2—облицовка
ssssq и главное преимущество переноса
фторопластовой облицовки с вкла-
•• дыша подшипника на шейку ва-
ла— стабильность рабочего диаме-
тра в эксплуатации. После неодно-
кратных нагревов и охлаждений,
происходящих при работе и оста-
новках электронасоса, фторопласто-
вые втулки, установленные в кор-
пусе, неизбежно уменьшаются по
наружному и внутреннему диаметрам, что приводит к ослабле-
нию их посадки, а иногда и к защемлению шейки вала. Фторо-
пластовая облицовка на наружной поверхности стальной втул-
ки, посаженная с натягом 0,4—0,5 мм на втулку из стали
12Х18Н10Т, не отслаивается и не изменяет свой рабочий диа-
метр. Для более прочного сцепления используют накатку на
поверхности стальной втулки, а также термообработку втулки
вала с облицовкой перед окончательной механической обработ-
кой в кипящей воде или в масле в течение 2—3 ч. В качестве
материала подшипников обратной пары автором были приме-
нены стали Х32Н8, Х32Н8М2 и Х32Н8М2Д2 по ТУ 14-1-88—71
и исследованы их коррозионные и антифрикционные свойства.
Сталь Х32Н8 является дисперсионно-твердеющей аустенитно-
х^ерритного класса. При достаточно высокой кислотостойкости
юна обладает способностью значительно изменять свои механи-
ческие свойства в зависимости от термообработки. Так, отпуск
при,800 °C в течение 4—5 ч обеспечивает твердость HRC 42—50,
что значительно увеличивает срок службы подшипников. Содер-
жание меди в стали Х32Н8М2Д2 в определенных условиях экс-
плуатации (кислая среда) позволяет реализовать режим изби-
ательного переноса в подшипниковом узле, когда в результате
ЭДС при трении трущаяся поверхность подшипника покры-
вается тонким слоем меди, предотвращающим износ подшип-
ника • [66],
...Высокая технологическая и эксплуатационная эффектив-
ность прщценения стали Х32Н8М2 обеспечивается возможно-
свдееее наплавки на сталь 12Х18Н10Т или сталь 10Х17Н13М2Т,
.так ка,к пцсд9 термообработки наплавленный слой приобретает.

твердость HRC 40—50 с сохранением коррозионной стойкости.
Для этой цели разработаны электроды УОНИ 13/Н1-БК для
ручной наплавки и металлокерамические ленты типа
ЛМ-Х32Н8АМ2 для механизированной.
В результате испытаний на машине трения МИ-1М установ-
лено, что коэффициент трения стали Х32Н8 в паре со сталями
14Х17Н2, 12Х18Н10Т, Х28Л, а также Х32Н8 оказался высоким
как без смазки, так и со смазкой водой. Трение, как правило,
сопровождалось повышенным износом, вплоть до появления
задиров и наволакивания
материала. Такие пары тре-
ния не обладают достаточ-
ной износостойкостью и ан-
тифрикционностью и не бы-
ли рекомендованы для работ
без смазки и в азотной кис-
лоте. Высокие антифрикци-
онные свойства и практиче-
ское отсутствие изнашива-
ния при значительном давле-
нии получены у пары трения
фторопласт-4 по стали Х32Н8
(см. табл. 25).
В производственных ус-
ловиях испытания подшип-
Рис. 48. Подшипник с карой трения
сталь Х32Н8 — фторопласт-40:
1 — втулка вала;	2—втулка подшипника;
3—камера
никовых пар производи-
лись на вертикальном гер-
метичном электронасосе
НЦ-А5-22М, перекачиваю-
щем азотную кислоту. Верх-
ний подшипник насоса показан на рис. 48. В нем на шейку вала
установлена втулка, облицованная фторопластом-40. Втулка
подшипника, выполненная из стали Х32Н8 (HRC ^38), имеет
шесть камер, в которые под давлением самого насоса подава-
лась через вращающийся вал и дозирующие отверстия азотная
кислота. В рабочем режиме внешняя нагрузка уравновешива-
лась гидростатическим давлением в несущем слое жидкости.
На режимах пуейов и остановов трущиеся пары работали при
сухом и граничном трении. Насос перекачивал 40%-ную азот-
ную кислоту с температурой 60 °C при давлении нагнетания
7,5 кгс/см2, разрежении на всасывании 190 мм рт. ст. и частоте
вращения вала 3000 об/мин. После 333 ч работы насос был
переведен на давление нагнетания 3,2 кгс/см2. Насос на двух'
режимах проработал всего 500 ч и был остановлен для ревизии,
которая показала, что подшипниковые пары находятся в удо-
влетворительном состоянии и размеры их не изменились. В ре-
зультате промышленных испытаний конструкция подшипника
с парой трения сталь Х32Н8 по фторопласту-40 была рекомен-
109
дована к использованию для чистых агрессивных жидкостей
(без абразивных взвесей). С точки зрения износо- и коррозион-
но-стойкости были получены лучшие результаты, чем у пары
стеллит ВЗК по стеллиту ВЗК, ранее применяемой для под-
шипников насосов в этих условиях.
По способу облицовки металлической основы вкладыша со-
зданы тканевые подшипники, рабочая поверхность которых вы-
полнена из волокна или ткани. Из отечественных марок для
изготовления волокна используют фторопласт марки Ф-42 по
ТУ 6-05-1442—71.
Высокие физико-механические свойства волокна из фторо-
пласта в сравнении со свойствами смолы обеспечивают преиму-
щества покрытия поверхности трения синтетической фторопла-
стовой тканью (табл. 29). При малой скорости скольжения и
высоком давлении коэффициент трения подшипника из фторо-
пластовой ткани ниже коэффициента трения смазываемого ме-
таллического подшипника. Коэффициент трения подшипников
из синтетического волокна при скорости скольжения 6 м/мин
равен значениям, приведенным ниже:
р, кгс/см2 ......... 0,07	7	70	700	1400
f................... 0,33	0,28	0,20	0,13	0,10
С ростом скорости скольжения коэффициент трения увели-
чивается. Ткань из фторопласта после обработки раствором ме-
таллического натрия в аммиаке приклеивают к металлической
основе эпоксидными или фенолоформальдегидными клеями.
Прочность при отрыве такого соединения па эпоксидном клее
составляет 100—120 кгс/см2, при сдвиге—110 кгс/см2.
Таблица 29. Физико-механические свойства волокна из фторопласта
в сравнении с прессованным фторопластом (по данным фирмы «Дюпон»)
Свойства	Волокно из фторопласта	Фторопласт
Плотность, г/см3	2,3	2,2
Предел прочности при разрыве, кгс/см2	3300	140
Относительное удлинение при раз- рыве, %	13	100-200
Прочность на смятение без текучести	4200*	140*
на холоду, кгс/см2		
Коэффициент трения	0,01	0,02
* При 20 °C и относительной влажности 65%.		
Известны конструкции тканевых подшипников, в которых на
опорный слой металлического вкладыша наклеена двухслойная
комбинированная ткань, состоящая из слоя стеклоткани или
хлопчатобумажной ткани и слоя ткани из фторопласта. При-
110
клеивание производят со стороны стеклоткани [95]. Недостат-
ком подшипников из фторопластовой ткани является узкий тем-
пературный предел применения от —70 до -ф-120 °C и сложная
технология изготовления.
В последние годы получили развитие конструкции металло-
фторопластовых подшипников с фторопластовыми вставками,
позволяющие сочетать необходимую долговечность с высокой
грузоподъемностью и стабильностью размеров во времени.
К ним относятся подшипники с цилиндрическими фторопласто-
выми вставками (рис. 49). Преимущества металлофторопласто-
А-А
Рис. 49. Металлофторопластовый подшипник с цилиндрическими
(|)1 оропластовыми вставками:
/ — стальной корпус подшипника (сталь 12X18H10Г); 2—фторопластовая вставка
вой конструкции заключаются в том, что диаметр фторопласто-
вых вставок мал (0 12 мм) в отличие от диаметра фторопла-
стовой втулки и высокий коэффициент теплового расширения
фторопласта-4 не является серьезной помехой работоспособ-
ности подшипника. Линейное расширение фторопластовых вста-
вок в этом случае определяется относительно малыми его диа-
метральными размерами, а не размерами расточки корпуса
подшипника, как.это обычно имеет место в конструкции со
сплошной втулкой. Кроме того, улучшен теплоотвод от тру-
щихся поверхностей, так как охлаждающая жидкость может
свободно проходить между фторопластовыми вставками. Под-
шипник прост и технологичен в изготовлении. Для фторопласто-
вых вставок применяются фторопластовые прутки 0 16 мм и
потери материала при обработке относительно малы. Эти под-
шипники применены в приводе герметичного реактора.
Привод реактора представляет собой экранированный элек-
тродвигатель с ротором, опирающийся на подшипники сколь-
\ 111
жения. В верхней части привода закреплена неподвижная ось,
на которой вращается ротор с насаженным на него перемеши-
вающим устройством (рис. 50). В роторе внутри на каждом
конце установлены подшипники скольжения. Осевая нагрузка
воспринимается подпятником, закрепленным на нижнем хвосто-
вике оси. Охлаждение и смазка подшипников скольжения про-
изводятся водой от автономного циркуляционного насоса с тем-
пературой 60—80 °C. Расход воды 0,5 м3/ч. Результаты замеров
Рис. 50. Перемешивающее устройство привода
реактора на металлофтэропластовых подшипниках:
1—неподвижная ось; 2 — вращающийся пустотелый вал;
3 — неподвижный направляющий аппарат; 4 — вращаю-
щийся радиальный подшипник; 5 —винт; 6— вращающаяся
упорная пята; 7—подпятник
подшипников скольжения после испытаний привода показали
износ 0,02—0,05 мм и отсутствие схватывания за 208 ч, полную
надежность и работоспособность подшипников.
Другая конструкция металлофторопластового подшипника
с фторопластовыми вставками, выполненными в форме ласточ-
киного хвоста, представлена на рис. 51. Отличием ее кроме кон-
фигурации вставок является индивидуальная подача воды в ка-
меру, расположенную в центре каждой вставки, что повышает
грузоподъемность подшипника, уменьшает расход смазывающей
жидкости, улучшает условия теплоотвода. Втулка подшипника
выполнена из нержавеющей стали 12Х18Н10Т.
Конструкции подшипников с цилиндрическими фторопласто-
выми вставками [87] были использованы для насосов в усло-
виях граничной смазки жидкими кислородом и азотом при крио-
112
генных температурах (—183 и —196°C). Фторопласт-4 инертен
в жидком кислороде, а его механические свойства мало изме-
няются. Вязкость криогенных жидкостей низкая, и при реаль-
ных нагрузках и возможности кипения жидкости в подшипнике
возникают условия граничного и сухого трения. Фторопласт же
способен работать без смазки. Кроме того, он негорюч, а это
свойство особенно ценно в кислороде. Многие материалы при
трении в кислороде вызывают реакцию, идущую со скоростью
взрыва, которая может создать аварийную ситуацию. Были
Рис. 51. Металлофторопластовый подшипник с фторо-
пластовыми вставками в форме ласточкиного хвоста:
1 — корпус подшипника (сталь 12Х18Н10Т); 2—фланец; 3 — фторо-
пластовая вставка; 4—вннт
исследованы подшипники с давлениями до 63 кгс/см2 и скоро-
стями скольжения 0,33 и 1,33 м/с. Наряду с другими материа-
лами (металлокерамика, углеграфит) для подшипников приме-
нялись фторопласт-4 и его композиция со стеклом и асбестом
(50% по массе). Для валов использовались различные нержа-
веющие стали, свинцовистая и оловянистая бронза и другие ма-
териалы. Испытания показали, что как в жидком кислороде,
так и в жидком азоте износ подшипников был мал, а повре-
ждение валов незначительное. При низких температурах целе-
сообразнее применять чистый ненаполненный фторопласт-4, так
как любой наполнитель оказывает незначительное влияние на
долговечность подшипника. В этих конструкциях втулка под-
шипника выполнялась из свинцовистой бронзы, которая не
имеет склонности к схватыванию при местном износе выступаю-
щих участков вставок. На рис. 52 изображен испытанный под-
шипник для криогенных температур с цилиндрическими фторо-
пластовыми вставками, расположенными перпендикулярно оси
вала.
113
Такой подшипник технологичен в индивидуальном произвол*
стве и смазывается жидкостью, попадающей в него через от-
верстия во втулке. Цилиндрические вставки выполнены из фто-
ропластовой композиции, содержащей 60% фторопласта, 20%’
оловянистой бронзы и 20% графита, а втулка подшипника — из
свинцовистой бронзы. Поверхности вставок выступают прибли-
зительно на 0,4 мм над поверхностью втулки, поэтому при пре-
кращении подачи жидкости во время работы подшипник рабо-
тает на самосмазывании и повреждения вала не наступает.
Рис. 52. Подшипник с цилиндрическими фторопластовыми
вставками*, расположенными перпендикулярно оси вала:
/ — металлическая обсйма; 2—фтаранластоиые вставки ,
Рассмотренные конструкции подшипников пригодны для насо-
сов, перекачивающих сжиженные газы. Аналогичные конструк-
ции подшипников были разработаны для судовых механизмов,
работающих в морской воде [36, 43]. Эти металлофторопласто-
вые подшипники могут использоваться как в прямой, так и
в обратной парах трения. Разработан метадлофторопластовый
материал САММ-3 на основе бронз-ы БрАМц9-2 со вставками
из наполненного графитом фторопласта Ф40Г40 для изготовле-
ния подшипников забортных механизмов и устройств, успокои-
телей качки, вйнтов и других узлов трения. На рис. 53 пока-
заны прямая и обратная опоры вала из этого материала. Под-
шипниковая втулка в прямой паре (рис. 53» а) из материала
САММ.-3 работает по валу из нержавеющей стали 12Х18Н10Т.
В обратной паре (рис. 53,6) установленная на вал втулка вы-
полнена из материала САММ-3, а втулка подшипника — из не-
114
ржавеющей стали. Авторы показали, что изнашивание подшип-
ников скольжения из медных сплавов с фторопластовыми встав-
ками в морской воде, которая является агрессивной средой, мо-
жет быть значительно уменьшено выбором материала вставок
таким образом, чтобы тре-
ние происходило в режиме
избирательного переноса.
Этот метод подавления из-
носа, названный протектор-
ным, позволяет уменьшать
интенсивность изнашивания
подшипника скольжения
при граничном смазывании
морской водой на два-три
порядка. Интенсивность из-
нашивания 10-9 получали в
подшипниках для морской
Рис. 53. Конструкции опор из металло-
фторопластового материала: а — прямой:
б — обратной
воды со вставками из фто-
ропластовой композиции Ф40Г40 при давлениях до 450 кгс/см2
и скорости скольжения 0,01 м/с.
При трении во фрикционном контакте, смазываемом морской
водой, которая является электролитом, протекают химические
Рис. 54. Зависимость гопеаемвшсти
изнашивания Iот давления р мате-
риалов металлофторопластовот© под-
шипника:
1—фторопластовая композиция для протек-
тора; 2—бронза для втулки
реакции, в результате которых
образуется на поверхности
трения втулки подшипника
тонкий обогащенный медью
слой, свободный от окисных
пленок. Наличие такого слоя
обеспечивает положительный
градиент механических свойств
по глубине контакта, износ
подшипника резко снижается,
а сам подшипник может нести
значительные нагрузки, рабо-
тая в режиме избирательного
переноса. На ртгс. 54 показана
зависимость интенсивности из-
нашивания материалов метал-
лофторопластового подшипни-
ка (вставки и втулки) от дав-
ления, полученная на машине трения МФТ-1 и иллюстрирующая
этот механизм изнашивания.
При сухом трении исследования нижнего металлофторопла-
стового вкладыша с продольными (по образующей) вставками
из фторопласта-4 проведены на машине трения КЕ-4 Г. А. Го-
роховским [28]. Вкладыш был выполнен из серого • ’чугуна
€421-40' с продольными пазами, в, которые устанавливались
фторопластовые вставки общей площадью 6,76 см2. Опорная ме-
45
таллическая поверхность вкладыша составляла 8 см2. Вал диа-
метром 60 мм выполнен из стали 45 с твердостью НВ 239. Ре-
зультаты изнашивания вкладыша без фторопластовых вставок
(только профрезерованы пазы) и вкладыша со вставками при
скоростях скольжения 1,5—5 м/с и давлении 3 кгс/см2 даны на
рис. 55, а. Изменение изнашивания этих вкладышей при по-
Рис. 55. Изменение иитекснвпосш изнашивания вкладышей
в зависимости от скорости скольжения (о) и давления (б):
1 — без фторопластовых вставок; 2—с фторопластовыми вставками
стоянной скорости скольжения 1,57 м/с и различных давлениях
показаны на рис. 55,6. Вкладыши со вставками из фторопла-
ста-4 работали без повреждения при давлении до 38 кгс/см2 и
изнашивались примерно в 20—100 раз меньше, в то время как
вкладыши без вставок при меньших давлениях (2—6 кгс/см2)
выходили из строя. При одинаковых величинах износа грузо-
подъемность вкладышей со вставками была в 25 раз выше. Ис-
пытания показали, что применение фторопластовых вставок
в подшипниках сухого трения значительно повышает их износо-
стойкость и грузоподъемность.
116
9.	МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИЕ ПОДШИПНИКИ
Методы, применяемые в порошковой металлургии, позволяют
получать из металлических порошков пористые подшипниковые
детали, являющиеся металлокерамической основой самосмазы-
вающихся подшипников. Не касаясь подробно технологического
процесса, который приведен в специальной литературе, следует
отметить лишь главные операции изготовления металлокера-
мических подшипников: просев порошков, составление шихты
и перемешивание порошков, прессование и спекание деталей,
пропитка металлокерамики смазывающим материалом, калиб-
ровка и вторичная пропитка (при необходимости).
Для пористых металлокерамических подшипников приме-
няют пористое железо (марка Ж), железографиты (марки ЖТр1,
ЖГр2, ЖГрЗ и др.), железографиты с медью (марки ЖГр1Д0,5;
ЖГр1,5Д2,5 и др.), железографиты сульфидированные (марки
ЖГр1К1, ЖГр1ДСЗ,5 и др.), бронзографиты (марки БрОГрЮ-2;
БрОГр10-4; БГр4, БрОЮ и др.). Из металлокерамических ма-
териалов марок БГр4, ЖГр1 и ЖГрЗ вкладыши и заготовки ан-
тифрикционные выпускают по ТУ 16—509.015—75.
Подшипники из этих материалов эффективнее, чем подшип-
ники из дефицитных цветных сплавов при граничной смазке и
без смазки.
Как показал анализ условий работы подшипников в различ-
ном оборудовании, проведенный И. М. Федорченко с сотрудни-
ками, они эксплуатируются в основном при граничной смазке,
скоростях скольжения 0,1—4 м/с и давлениях до 100 кгс/см2.
Эти условия применения не требуют широкой номенклатуры
марок спеченных антифрикционных материалов, так как в боль-
шинстве случаев они по своим антифрикционным свойствам
взаимозаменяемы. Сокращение номенклатуры выпускаемых ма-
рок материалов позволяет получить значительный экономиче-
ский эффект. С целью унификации выпускаемых металлокера-
мических материалов предложены следующие марки: железо-
графит ЖГр1, железографит с 0,4—1 % серы марки ЖГр1К1 и
железографит с серой и 2,5—3% меди марки ЖГр1,5Д2,5К0,4.
Эти материалы недефицитны, технологичны, имеют высокую
прочность и износостойкость. Физико-механические свойства и
допускаемые режимы трения наиболее распространенных типо-
вых металлокерамических материалов приведены в табл. 30.
Для придания смазывающих свойств металлокерамической ос-
нове, кроме добавления графита и легирующих веществ, таких
как сера, цинк и другие, ее пропитывают минеральными мас-
лами, пластмассами и металлами.
Металлокерамические подшипники, пропитанные маслом,
применяют в условиях, когда масло не подвергается воздей-
ствию высоких температур, коррозионных сред, вакуума. Их
обычно пропитывают индустриальными маслами, которые
117
Таблица 30. Физико-механические свойства металлокерамических антифрикционных материалов
я & 5 3 о д			Предва- ри тел ь-	ное	ма- ния		Перио- дическое		
					Вез с	| зыва			
гжим трения	критерий теплостой- кости, кгс-мДсм’-с)		65-70		7—10		50-75		
а 3 3 о	1 ско- рость сколь- жения, м/с		0*9				1О-		
О К О CJ	давле- ние, кгс/см’		о 00				i ! 250		
	। Коэффи- циент	।	трения по стали	0,04-0,07 ।				0,07-0,09		
2 и S r-.CS	при сжатии		50-80				J		
Пре прочн кгс/	при растя- жении		8-12				со 1 ю		
	' Твер- 1	дость НВ	17-30				60-90		
	Магло- впиты-	ваемость, : %	2,5-3,5				2-3		
	Пори-	и	20-25				° Г ю		
	Плот-	НОС! Ь, Г/СМ4	5,5-6,5				io- 1 со		
	Наименование |	материалами состав,	Бронзографит (олово 8—10,	графит	2—4, остальное—медь)			Железрграфит (графит 1—3,	остальное — же-	лезо)	'
118
обеспечивают их работоспособность при режиме до 140—170 °C,
Оптимальный режим пропитки железографита при 120 °C в те-
чение 1 ч в вакуумной камере или с применением ультразвука.
Нефтяные смазочные материалы, служащие для пропитки
пористых металлокерамических втулок, начинают окисляться
при температуре выше 70°C, что приводит к их коксованию и
закупорке капиллярной системы. Поэтому в последнее время
для пропитки подшипников используют высокотемпературные
синтетические смазочные материалы, иногда в смеси с нефтя-
ными маслами. Такие смазочные материалы позволяют увели-
чить срок службы подшипника в 2—2,5 раза и работать при
температурах в зоне трения 180 °C и выше. Промышленностью
выпускаются по ТУ 16-538.292—76 пропитанные синтетическим
маслом Б-ЗВ металлокерамические вкладыши типа БГр4А с от-
верстием 2-го класса точности (состав: 86% меди, 4% графита,
олово — остальное), предназначенные для работы в электриче-
ских двигателях малой мощности при скорости скольжения
1,1 м/с и давлениях до 3 кгс/см2.
Качество минеральных масел улучшают добавлением в них
различных присадок (парафин, стеариновая кислота и др.),
которые уменьшают коэффициенты трения. Исследования
В. Д. Зозули [32] показали, что наибольшую грузоподъем-
ность подшипников, а также их длительность работы в режиме
самосмазывания обеспечивает пропитка петролатумами (ОСТ
38-01117—76)—отходами нефтемаслопроизводства, например
бакинским петролатумом, в большом количестве содержащим
продукты кислородной полимеризации нефти (парафин, цере-
зин). Результаты испытаний вкладышей из железографита
ЖГр1,5М2,5-20Пф по валу из стали 45 на машине трения
МИ-1М с пропиткой различными смазывающими материалами
показали, что замена веретенных и машинных масел более де-
шевым бакинским петролатумом позволяет снизить стоимость
пропитки и продлить срок службы самосмазывающихся под-
шипников в 1,5—2 раза.
В объяснении механизма явлений, сопровождающих про-
цесс смазывания трущихся поверхностей маслом, заключенным
в капиллярно-пористой структуре металлокерамического под-
шипника, существуют различные мнения исследователей. Так,
аналитическими расчетами и исследованиями в стендовых усло-
виях, проведенными А. Д. Мошковым, эффекта самосмазывае-
мости пористых вкладышей металлокерамических подшипников
установлено, что масло из пор вкладыша выступает при его на-
греве от трения за счет различного объемного расширения масла
и металлической основы пористого материала [53]. С увеличе-
нием нагрева на рабочие поверхности выступает больше масла
и смазывание усиливается. При охлаждении с остановкой вала
масло всасывается в капилляры втулки. Таким образом,
осуществляется самосмазывание подшипника. Эксперименты
119
позволили сделать вывод о том, что больший объем пор у вкла-
дыша и более высокая его температура нагрева обеспечивают
большее количество масла на поверхности трения.
Рис. 56. Металлокерамические подшипники, пропи-
танные маслом: а — с металлокерамической втулкой,
запрессованной в стальную обойму; б, в — с масля-
ными карманами
Эффективность использования масла выше в конструкции
вкладыша с закрытыми порами со стороны поверхностей, не
Рис. 57.' Зависимость давления р от
скорости скольжения v для пористого
вкладыша, работающего в условиях
самосмазывания; диаметром, мм:
/ — 50; 2— 40;. 3—25
участвующих в трении. В этом
случае отсутствуют утечки мас-
ла с противоположных зоне
трения концов капилляров.
Втулки, запрессованные в не-
проницаемый корпус (рис. 56, а),
обеспечивают более полное,
без потерь, использование мас-
ла, содержащегося в объеме
материала для смазывания.
Допустимые параметры тре-
ния для этих подшипников да-
ны на рис. 57.
Поскольку запас масла в
порах материала таких под-
шипников невелик, то они
должны иметь толстые стенки
и могут быть работоспособны
только в определенных усло-
виях эксплуатации, например
в бытовой технике, характери-ч
зующейся кратковременностью,
работы за один пусковой пе-
риод и периодичностью исполь-.
зевания,- а также работой при малых скоростях скольже-
ния. При длительной непрерывной работе требуются возобнов-
ление зацаса.масла в капиллярной системе, периодическое про-
питывание вкладыша или дополнительные устройства^ обеспе-.
чираающие заполнение капилляр®* маслом, в процессе работу
12Q
Исследования А. А. Мизери, проведенные с пористыми под*
шипниками, имеющими открытые капиллярные каналы, прзво*
лили установить, что в зазоре между подшипником и валом
при частоте вращения свыше 50 об/мин появляются области
отрицательного и положительного давления [50]. Из них мас-
ловыделяющей является область отрицательного давления. Сле-
довательно, при повышенных скоростях скольжения истечение
масла из капилляров происходит из-за разности давления на
концах капилляра. Открытый конец капилляра при этом дол-
Рис. 58. Смазывание металлокерамического подшипника
в процессе работы: а — подпиткой из резервуара; б — с по-
. мощью фитиля:
1 — масляный резервуар; 2—корпус; 3—втулка металлокерамиче*
ская; 4—аал
жен быть соединен с атмосферой. Такие конструкции подшип-
ников с компенсационными масляными карманами показаны
на рис. 56,6, в. Масляные карманы изготавливают путем рас-
точки корпуса или стальной обоймы перед запрессовкой метал-
локерамической втулки с более тонкой стенкой, чем на рис. 56, а.
Их можно также получить во время прессования самой втулки,
закладывая специальные стержни, которые улетучивается при
высокой температуре (например, из бикарбоната: .аммония).
В отдельных конструкциях масляные полости в виде доста-
точно емких резервуаров создают непосредственно во вращаю-
щейся детали (рис. 58, а). Наличие масла в масляном резер-
вуаре обеспечивает более долговечную работу подшипника .в те*
чение 1—3 лет.
Другим конструктивным выполнением устройства для Подачи
смазывающего материала к подцлщни&у является’ применение
пропитанного маслом войлока, располагаемого у наружной
121
поверхности втулки. Войлок легко отдает масло в поры втулки,
которая длительное время не нуждается в периодическом смазы-
вании. Еще одна конструкция с фитильным смазыванием пока-
зана на рис. 58, б.
Для подшипников без дополнительной смазки можно при-
нимать следующие давления в зависимости от скорости сколь-
жения:
°’ М/С	кгс/см2
0,5.................... 80-100
1,0.................... 60-75
2,0.................... 40-50
3,0.................... 20-30
Более высокие давления могут быть приняты при дополни-
тельной смазке, например с пропитанной маслом мягкой набив-
кой, при капельном смазывании или смазывании под давлением.
Конструктивные соотношения металлокерамической втулки сле-
дующие: толщина стенки s = (0,2 -J- 0,3)d, a l/d = 0,5 -j- 1,5. Ми-
нимальная толщина стенки не должна быть меньше 2 мм, при-
чем втулки с топкими стенками смазываются дополнительно.
Металлокерамика имеет низкую ударную вязкость (0,15—
0,4 кгс-м/см2), вследствие чего не может быть применена для
подшипников, подвергающихся ударным нагрузкам. Втулка за-
прессовывается в корпус или в стальную обойму. Для соедине-
ния их может быть использовано склеивание. Механическая об-
работка втулки приводит к наклепу и частичному закрытию пор.
Наклеп при механической обработке поверхности трения пре-
пятствует масловыделению, поэтому целесообразно вместо ме-
ханической обработки применять способ калибрования внутрен-
него диаметра втулки после спекания. Для калиброванных вту-
лок зазор должен быть 0,002—0,0025с?, а для обработанных
механическим способом 0,001—0,0015с?. Параметры режимов ме-
ханической обработки приведены в литературе [32]. Там же
для расчета долговечности подшипников в режиме самосмазы-
вания в паре со стальным валом предложена формула
J — vt (Snkt + SM ’	'‘°’
где Q — масса масла в порах, составляющая 3—5% массы под-
шипника, г; vt — испаряемость масла, г/(см2-ч); 0 — коэффи-
циент использования масла; Sn, 5Ш— соответственно поверхно-
сти подшипника и шейки вала, с которых испаряется масло,
см2; — масса высоколетучих фракций, содержащихся в мас-
ле, г; 7т — масса твердого остатка после испарения масла, г;
величины 7л и 7Т приводятся в технической литературе, а зна-
чение испаряемости vt определяется из эмпирических выраже-
ний: 1£щ = 0,26т для масла индустриальное 20; 1g щ = 0,07 т +
[+0,014 для бакинского петролатума, где т — время испарения,
122
ч; ki, k2 — коэффициенты, характеризующие испаряемость в за-
висимости от материала испаряющей поверхности и составляю-
щие для железной поверхности 1,08; медной 1,1; цинковой 0,8;
свинцовой 0,73; фарфоровой 1,0; алюминиевой 0,48; оловян-
ной 0,55.
Металлокерамические подшипники, пропитанные фторопла-
стом. Эти подшипники благодаря высокой коррозионной стой-
кости особенно перспективны при использовании в машинах и
аппаратах химической промышленности, которые работают
в среде агрессивных жидкостей. Наряду с коррозионной стой-
костью материал металлокерамической основы подшипника
должен обладать также антифрикционными свойствами по от-
ношению к материалу вала. К таким материалам относятся
бронзографиты (БрО10ГрЗ-20, БрО10-20 и др.), нержавеющие
стали, в том числе сульфидированные, и металлокерамический
титан. Для пропитки применяют концентрированные водные
суспензии (концентрация полимера 58—65%) фторопласта Ф-4Д
и Ф-4ДП, разработанные НПО «Пластполимер» и представляю-
щие собой механическую взвесь частиц размерами 0,05—•
0,5 мкм.
Пропитку втулок производят в специальной вакуумной уста-
новке [85] с последующим чередованием пропитки и сушки
в термостате при температуре 90—95 °C. Процесс пропитки про-
должают до тех пор, пока не прекращается привес детали (7—
10 пропиток), после чего следует сушка (1—1,4 ч) и спекание
полимера при температуре 360—370 °C.
Автором исследовались подшипники из антифрикционного
металлокерамического титана, работающие в 60%-ной азотной
кислоте. Для изготовления втулок подшипников и колец под-
пятников были использованы титановые порошки марок ИМП-1
и ПХМЗ. Форма металлокерамических деталей обеспечивалась
путем двустороннего прессования их на гидравлическом прессе.
Для получения 40—50% пористости изделий давление прессо-
вания составляло 1 —1,5 т/см2. Вследствие значительной усадки
титана был отработан оптимальный режим спекания. Наимень-
шее изменение размеров обнаружено у деталей с пористостью
40%, изготовленных из порошков ИМП-1 (50%) и ПХМЗ (50%).
и спеченных при температурах 950—1000 °C и выдержанных при
этой температуре 2 ч в вакууме (5-4-8) Ю-4 мм рт. ст. Пропитка
втулок и колец суспензией фторопласта Ф-4Д производилась
по вышеприведенной технологии. Лабораторное изучение анти-
фрикционных свойств проводилось на машине трения МИ-1М
в условиях скольжения металлокерамического вкладыша по
ролику из стали 12Х18Н10Т. Испытания проводились при дав*
лении 5 кгс/см2 и длительности 10 000 оборотов ролика со сма*
зыванием водой. Результаты испытаний приведены в табл. 31,
из которой следует, что износ металлокерамических образцов
зависит как от их пористости, так и от размеров частиц.
123
Таблица 81. Коэффициент трения и интенсивность изнашивания
металлокерамического титана, пропитанного фторопластом
Марка титана (порошка)	Пори- стость, %	Коэффициент трения f		Интенсивность изнашивания /, мг/(см--км'	
		после 2 000 оборо- тов	после 10 000 оборо- тов	вкла- дыша	ролика
ПХМЗ	50	0,30	0,35	5,01	2,49
	38	0,41	0.41	20,70	2,89
75% ПХМЗ+ 25% ИМП-1	45	0,38	0,38	8,38	2,81
50% ПХМЗ+ 50% ИМП-1	50	0,36	0,33	9,47	2,41
	40	0,33	0,31	21,26	1,28
50% ПХЛ43 + 50% ИМП-1*	50	0,49	0,48	5,75	4,00
	40	0,35	0,36	27,50	3,10
* Металлокерамический вкладыш с	шлифованной рабочей поверхностью.				
Уменьшение пористости и увеличение содержания мелкой
фракции в материале приводят к повышению износа. Это объяс-
няется тем, что возрастает площадь непосредственного контакта
титана со сталью и уменьшается количество смазочного мате-
риала, поступающего в зону трения. Механическая обработка
рабочей поверхности металлокерамических образцов (шлифовка
на глубину 0,2 мм) вызывает повышение коэффициента трения
и увеличение изнашивания вследствие частичной закупорки пор
на рабочей поверхности.
Изнашивание металлокерамического титана, пропитанного
суспензией фторопласта Ф-4Д, при трении по стали 12Х18Н10Т
оказалось в 5—10 раз меньше, чем изнашивание чистого фторо-
пласта. Изнашивание же вала из стали 12Х18Н10Т составило
2,5 мг/(см2-км), что значительно превышает изнашивание в паре
трения с чистым фторопластом (по данным работы [85]
0,04 мг/(см2-км) при одинаковых условиях). Вследствие этого
для практического использования было рекомендовано термо-
хромирование шеек вала термодиффузионным методом. Шейки
вала были изготовлены из стали Х18 с диффузионным слоем
хрома толщиной 0,015—0,02 мм и твердостью HRC 65—68.
. Исследования, проведенные И. В. Васильевым с сотрудни-
ками в ИИИхиммаше, показали, что для изготовления металло-
керамических подшипников скольжения, работающих в 3—
60%-ном растворе азотной кислоты и контактирующих с валом
из термохромированной стали 12Х18Н10Т или силицированного
графита, может быть применена сталь 12Х18Н10Т, пропитанная
121
фторопластом. В качестве антифрикционного материала для
сухого трения и в 1%-ном растворе едкого натра рекомендована
металлокерамика на основе нержавеющей стали и бронзы, дан-
ные по испытаниям которых при давлении 5 кгс/см2 и скорости
скольжения 1 м/с за 24 ч приведены в табл. 32.
Таблица 32. Результаты испытаний металлокерамических материалов
на трение в едком натре
Материал		Износ шейки вала, мм	Износ вкла- дыша, мм	Коэффи- циент трения
шейки вала	вкладыша (металлокерамики)			
Сталь 09Х15Н8Ю (азотированная) Сталь 09Х15Н8Ю (азотированная)	Сталь нержаве- ющая, пропитанная фторопластом Ф-4Д Бронза, пропитан- ная фторопластом Ф-4Д	Практиче- ски нет То же	о,1 0,09	0,05 0,05
В Институте проблем материаловедения АН УССР значи-,
тельную работу по исследованию металлокерамических анти-
фрикционных материалов на основе сульфидированных нержа-
веющих сталей провели И. Г. Слысь, Л. И. Пугина и др. Для
этой цели использовали порошки ПХ17Н2, ПХ18Н9, ПХ23Н18
и др. по ГОСТ 13084—67 с введением в шихту дисульфида мо-
либдена и сернистого цинка. Там же проводит работу И. М. Фе-
дорченко с сотрудниками по пропитке спеченных пористых ма-
териалов из нержавеющих сталей легкоплавкими металлами,
которые могут служить смазывающими материалами при тре-
нии с высокими температурами. Композиционные материалы,
полученные этим способом, выдерживают высокие давления и
являются весьма перспективными в условиях сухого трения.
Однако нержавеющие стали склонны к схватыванию и за-
диру, поэтому для тяжелонагруженных опор они не могут быть
использованы. В условиях сухого трения наилучшим материа-
лом для металлокерамической основы подшипника является
бронза. Пористые металлокерамические бронзовые подшипники,
пропитанные фторопластом, разработанные английской фирмой
«Баунд брук бирингс Кс>>, трех типов в зависимости от кон-
струкции металлокерамической основы показаны на рис. 59.
Подшипники 1—2-го типов состоят из прессованной и спеченной
пористой бронзовой основы и могут пропитываться фторопла-
стом, а также при необходимости маслом (рис. 59, а). Подшип-
ники 3-го типа состоят из литой бронзовой втулки, конструк-
ционно прочной и жесткой, внутреннюю поверхность которой
покрывают спеченной пористой бронзой толщиной 0,75 мм. Этот
пористый слой пропитывается фторопластом полностью или
125
частично для менее тяжелых условий работы. На рабочей по-
верхности пористой бронзы при пропитке создается слой фторо-
пласта толщиной 0,015—0,02 мм для приработки в начальный
период работы (рис. 59,6). Подшипники 4-го типа изготавли-
вают из глобулярной бронзы однородной фракции (рис. 59, в)<
Рис. 59. Конструкция металлокерамической основы бронзовых подшип-
ников, пропитанных фторопластом, трех типов: а — 1 — 2; б —• 3; в — 4
Для бронзовых металлокерамических подшипников допускаемые
значения критерия теплостойкости [рп] при долговечности не
менее 1000 ч приведены в табл. 33. Долговечность этих подшип-
ников повышается при работе в воде или другой жидкости.
Таблица 33. Допускаемые значения [рп] бронзовых металлокерамических
подшипников, пропитанных фторопластом
Тип подшипника	Пропитка фторопластом	[РП] КГС'Об/(СМ'’МИН>
1-2-й	Частично Полностью	280 490
3—4-й	Частично Полностью	980 1295
В последние годы широкое развитие получили подшипники
из многослойного комбинированного материала, в том числе
металлофторопластовой ленты, из-за простой технологии мас-
сового производства и высоких эксплуатационных свойств. Под-
шипники из многослойного комбинированного материала, выпу-
скаемые иностранными фирмами [95], состоят из стальной
ленты, покрытой медью электролитическим способом, на кото-
рую нанесен металлокерамический спеченный слой сферических
частиц из оловянной бронзы толщиной 0,3 мм с объемом пор
до 35%. В поры металлокерамики завальцовывают пастообраз-
ную смесь фторопласта и дисульфида молибдена таким обра-
зом, чтобы образовался на металлокерамическом каркасе слой
126
толщиной 10—30 мкм. Полученные ленты подвергают нагреву
с целью спекания фторопласта, раскатывают валиками до тре-
буемой толщины, отрезают по длине и штампуют из них цилнн-
дрические втулки, которые устанавливают в обоймы подшип-
ников.
Впервые такие подшипники начала выпускать английская
фирма «Гласир метал компани лимитед» из материала гласир
DP, представляющего собой многослойную ленту. Этот мате-
риал характеризовался наличием стальной основы, с которой
связана матрица из пористой бронзы, пропитанная под давле-
нием фторопластом.
Стальная основа втулки позволяет создавать жесткий под-
шипник при небольшой толщине металлокерамического слоя
0,25—0,5 мм, что значительно улучшает теплоотвод по сравне-
нию с толстостенными металлокерамическими втулками. Вслед-
ствие лучшего отвода тепла допускаемое значение [ри] увели-
чивается вдвое и составляет 3,5—4 кгс-м/(см2-с).
В дальнейшем чистый фторопласт в подшипниках был заме-
нен композицией из смеси фторопласта и свинца, а стальная
ленточная основа покрыта слоем олова против коррозии. Такие
подшипники в виде втулок, упорных шайб и ленты выпускаются
под названием гласир DU. Порошкообразная бронза состоит
из 89% меди и 11% олова, а матрица из этого порошка тол-
щиной 0,25 мм соединяется со стальной основой спеканием. За-
полненный фторопластом и свинцом антифрикционный слой
имеет 70% бронзы, 25% фторопласта и 5% свинца. На наруж-
ной поверхности металлокерамической матрицы образуется слой
из фторопласта и свинца толщиной 0,02 мм, служащий для при-
работки в начальный период касания. Механизм поступления
твердого смазочного материала в зону трения не отличается от
описанного ранее для пористых металлокерамических подшип-
ников, пропитанных фторопластом. Основные характеристики
подшипникового материала гласир DU имеют следующие зна-
чения: предел текучести 3100 кгс/см2, коэффициент линейного
расширения 15 -10—6 1/°С, теплопроводность 0,1 кал/(с-см-°C).
Подшипники гласир DU удовлетворительно работают при тем-
пературах от —192 до +280. °C. При этом предельно допускае-
мое давление достигает 300 кгс/см2, а скорость скольжения
5 м/с. Рекомендуемый диаметральный зазор равен 0,004—0,014
от диаметра вала. Долговечность подшипников из материала
гласир DU зависит от значений pv„ Значения pv для минималь-
ного срока службы в 1000 и 10 000 ч приведены в табл. 34. Дан-
ные таблицы, относящиеся к малоуглеродистой стали, приме-
нимы также для чугуна, аустенитной нержавеющей стали и у г-
леродистых сталей с хромовым и никелевым покрытиями.
При низких скоростях скольжения от 0,005 до 0,1 м/с и вы-
соких давлениях до 300 кгс/см2 коэффициент трения подшипни-
ков DU составляет 0,05—0,1. При давлениях от 0,5 до
127
Таблица 34. Значения pv [кгс • м/(см2« c)J для подшипников
гласир DU в зависимости от долговечности
Тип подшипника	Материал вала			
	Малоуглеродистая сталь		Закаленная сталь (НВ 540)	
	1 000 ч	10 000 ч	1 000 ч	10 000 ч
Осевой Радиальный	при нагружении: • местном циркуляционном колебательном	8,8 5,7 8,8 10,7	4,3 4,3 6,8 8,2	10,7 ♦ 8,8 10,7 '11,8	5,3 6,8 8,6 8,6
100 кгс/см2 и скоростях скольжения 0,2—5 м/с коэффициент тре-
ния изменяется в пределах 0,1—0,16. Как видно из приведенных
'значений коэффициента, трения, подшипники сухого трения из
материала гласир DU работают с параметрами трения, близ-
кими параметрам смазываемых подшипников при граничной или
даже полужидкостной смазке. Хотя подшипники гласир DU
предназначены для работы без смазки, наличие смазки, вклю-
чая воду, снижает коэффициент трения и значительно увеличи-
вает допускаемые параметры трения. Фирма выпускает подшип-
никовые втулки из ленты внутренним диаметром от 10 до 50 мм,
а также упорные шайбы диаметром от 24 до 78 мм. Для со-
хранения поверхностного слоя внутренний диаметр подшипника
из материала гласир DU не подвергается механической обра-
ботке.
Отечественные конструкции металлофторопластовых под-
шипников разработаны в Институте машиноведения АН СССР
совместно с Климовским машиностроительным заводом
им. В. Н. Доенина [74]. Они изготавливаются точной штампов-
кой из металлофторопластовой ленты (ТУ 27-01-01—71).
Конструкция металлофторопластовой ленты показана на
"рис. 60. Основу ленты составляет малоуглеродистая сталь марки
08кп или Юкп с двусторонним покрытием медью марки Ml или
латунью Л90. На стальную основу напекают пористый слой
оловянной бронзы из сферических частиц диаметром 0,063—
0,16 мм и пропитывают его пастой, состоящей из суспензии фто-
ропласта 4ДВ (75%) и дисульфида молибдена (25%). Металло-
фторопластовая лента выпускается общей толщиной 1,10; 1,60 и
2,60 мм, шириной 75—100 мм и длиной полос 500—2000 мм. Из
ленты по ТУ 27-01-01-2—71 выпускают свертные втулки с вну-
тренним рабочим слоем, размеры которых приведены в табл. 35.
"Указанные подшипники изготавливаются в основном для тек-
стильного машиностроения, однако могут работать во всех ме-
ханизмах, в которых должны быть исключены смазочные ма-
128
тсриалы, в том числе и в механизмах с возвратно-поступатель-
ным движением. Из металлофторопластовой ленты изготавли-
вают также вкладыши разъемных подшипников и шарнирные
сферические подшипники по технологии, подробно изложенной
в литературе [74]. Разработан также технологический процесс
получения неразрезных металлофторопластовых подшипников
Рис 60. Металлофторопластовая подшипниковая лента:
/ — стальная основа: 2—покрытие; 3—бронза; 4—фторопласт с дисуль-
фидом молибдена
путем напекания порошка бронзы на внутреннюю или наруж-
ную поверхности заготовок втулок из углеродистых сталей в спе-
циальном приспособлении с последующей пропиткой пористого
бронзового слоя пастой фторопласта с дисульфидом молибдена.
Таблица 35. Размеры (мм) втулок Климовского машиностроительного
завода им. В. Н. Доенииа
Внутренний диаметр	Наружный диаметр	Длина
10	13	10, 12, 16
12	15	10, 12, 16, 20
15	18	10, 12, 16, 20. 25
16	19	10, 12, 16, 20, 25
18	21	12, 16, 20, 25, 32
20	23	16, 20, 25, 32, 40
22	25	16, 20, 25, 32, 40
25	28	16, 20, 25, 32, 40
30	33	20, 25, 32,.40, 50
32	37	20, 25, 32, 40, 50
36	41	25, 32, 40, 50
40	45	32, 40, 50, 60
55	60	32, 40, 50, 60, 65, 70
Исследования металлофторопластовых подшипников в лабора-
торных и промышленных условиях при колебательном и вращав
тельном движениях, а также опыт применения в различных от-'
раслях машиностроения дали возможность . рекомендовав ях
взамен бронзовых с сохранением, а в некоторых случаях 1Гуве-
личением срока службы в широком диапазоне частот вращения
5 Зак. 116
129
и температур, преимущественно в режиме сухого трения. При
этом зависимость их долговечности от критерия pv следующая:
при pv = 4 кгс-м/(см2-с) долговечность 100—800 ч; при pv—
= 3 кгс-м/(см2-с) долговечность 400—4000 ч. Меньшие значе-
ния долговечности относятся к режимам с наибольшими скоро-
стями скольжения, а большие — к режимам с высокими давле-
ниями и низкими скоростями скольжения.
Металлофторопластовые подшипники эксплуатируются впол-
не удовлетворительно с незначительным износом в системах уп-
равления самолетов, в текстильных машинах разных типов,
в узлах трения обувных машин, в автомобилях и другом обо-
рудовании взамен шарикоподшипников и бронзовых втулок,
смазываемых минеральным маслом.
Так, освоена производством и выпускается металлопластмас-
совая лента марки С (ТУ 37.006.080—77) для свертных подшип-
никовых втулок автомобилей и для свертных подшипниковых
втулок автомобилей КамАЗ (ТУ 37.002.018—77).
Бронзофторопластовый материал, полученный спеканием
сферической оловянистой бронзы, нанесенной на стальную ос-
нову вкладыша, с последующей пропиткой фторопластом, обла-
дает высокой несущей способностью при смазывании маловяз-
кими жидкостями, в частности водой, особенно при высоких
скоростях скольжения (более 15 м/с), когда тепловыделение
в подшипнике определяется вязкостью смазочного материала.
Калужским турбинным заводом совместно с Институтом про-
блем материаловедения АН УССР разработаны и исследова-
лись опорные сегментные подшипники турбомашины, рабочая
поверхность которых покрывалась спеченной пористой бронзой,
пропитанной фторопластом [39].
Подшипники работали 4000 ч со смазыванием водой, скоро-
стями скольжения до 60 м/с и давлениями 5 кгс/см2 без следов
эрозионного и кавитационного изнашивания. В этих тяжелых
условиях работы вкладыш с комбинированным бронзофторо-
пластовым покрытием и шейка вала из стали 12Х18Н10Т, диф-
фузионно хромированной, оказались наиболее приемлемой кон-
струкцией из исследованных, включающих подшипники из за-
каленной стали Х18, бронзы БрОФЮ-1, керамики, графита, сор-
майта и металлической основы с баббитовой заливкой.
Исследованиями установлено, что по несущей способности
(до схватывания и заклинивания) при высоких скоростях сколь-
жения бронзофторопластовый материал превосходит баббит
марки Б83.
Подшипники из металлокерамических твердых сплавов. Ав-
тором с сотрудниками [68] проведена работа с целью расши-
рения области Лримейенйя металлокерамических твердых спла-
вов (ГОСТ 3882—74) для деталей трущихся пар химического
оборудования, работающего в условиях высоких температур,
давлений, агрессивных сред, в том числе с абразивными вклю-
130
чениями. К ним относятся подшипниковые опоры валов реак-
торов, втулки цилиндров и штоки поршневых компрессоров,
трущиеся кольца торцовых уплотнений аппаратов с перемеши-
вающими устройствами, распыливающие форсунки и другие
детали.
Известно, что высокий комплекс механических свойств, твер-
дость и износостойкость металлокерамических твердых сплавов
позволяют широко применять их для изготовления твердосплав-
ных пластин режущего инструмента. Имеются сведения, что
МКТС износостойки в кислотах, щелочах и других химических
средах. Установлена высокая относительная износостойкость
твердых сплавов при абразивном изнашивании [82] и предло-
жены конструкции с парами трения твердый сплав по твердому
сплаву для абразивосодержащих жидкостей.
Исследование коррозионной стойкости твердых сплавов про-
водили в различных химических средах при температурах 20 и
80 °C в течение 500 ч. Коррозионную стойкость оценивали по де-
сятибалльной шкале (ГОСТ 13819—68). Анализ полученных
данных показывает, что скорость коррозии сплавов увеличивает-
ся с возрастанием содержания в них кобальта, а также с повы-
шением температуры. Наиболее коррозионно-стойкими в химиче-
ских средах являются твердые сплавы марок ВК2, В КЗ и ВК6,
содержащие не более 6% кобальта. Спектральным анализом
растворов и поверхностей испытуемых образцов установлено,
что при воздействии кислот в сплавах типа ВК происходит по-
верхностное вытравливание кобальтовой связки из решетки,
образованной карбидами вольфрама, которые инертны в боль-
шинстве химических сред. Полированная поверхность деталей
становится тусклой и быстрее изнашивается. Вследствие этого
целесообразно применять в химических средах сплавы типа ВК
с низким содержанием кобальта. Вместе с тем уменьшение со-
держания кобальта в сплавах приводит к снижению ударной
вязкости (0,25 кгс-см/см2 для ВКЗ вместо 0,56 кгс-см/см2 для
ВК15), твердости (HRA 86 вместо HRA 89 соответственно),
модуля упругости (54 000 кгс/мм2 вместо 67 000 кгс/мм2 соот-
ветственно) и других механических свойств, что затрудняет при-
менение их для тяжелонагружениых деталей.
Практически установлено, что наилучшим комплексом
свойств в условиях работы узлов трения химического оборудо-
вания обладает твердый сплав марки ВК6. При его использо-
вании в химических средах следует учитывать влияние на кор-
розионную стойкость деталей чистоты обработки поверхности
(шероховатость). С повышением чистоты обработки коррозион-
ная стойкость твердого сплава ВК6 существенно увеличивается
(примерно на 1—2 балла при снижении шероховатости на 3
класса). Алмазная обработка, применяемая для твердых спла-
вов, как правило, обеспечивает необходимую чистоту поверх-
ности и повышает коррозионную стойкость. ^
5*
131
Исследования антифрикционных свойств твердого сплава
В Кб в лабораторных и стендовых условиях показали сущест-
венное, влияние вида смазки на износ и коэффициент трения.
Рис. 61 Зависимость коэффи-
циента трения f металлокера-
мического твердого сплава ВК6
от давления р',со.смазкой:
/—по бронзе БрОСН7-1б-3 водой;
Я—ло сплаву ВКб водой; 3—по
сплаву ВКб уксусной кислотой;
4— по чугуну ЧН1ЕД7Х2 водой;
б—по сплаву ВК6 без смазки
На рис. 61 показана зависимость
коэффициента трения от давления
пары трения ВКб по ВКб при рабо-
те без смазки и со смазкой, полу-
ченная на- машине трения МИ-1М.
Высокий коэффициент трения и свя-
занное с ним тепловыделение яв-
ляются причиной быстрого разруше-
ния этой пары трения при работе
без смазки от терморастрескивания.
В то же время со смазкой водой и
другими жидкостями коэффициент
трения резко снижается и значи-
тельно увеличивается ресурс рабо-
ты. На долговечность работы пары
трения ВКб по ВКб со смазкой хи-
мически агрессивными средами вли-
яет коррозионная стойкость сплава
в.среде. -
Испытаниями установлено, что
кольца из ВК& в среде едкого натра
могут работать в течение длитель-
ного времени (расчетный ресурс до
30 000 ч) и основным фактором,
влияющим на их долговечность, яв-
ляется износ. Изнашивание колец из сплава ВКб в агрессивной
среде, в которой этот материал подвержен коррозии (5%-ная
серная кислота), происходит за счет частичного растворения
Таблица 56. Зависимость антифрикционных свойств пары трений
твердый сплав ВКб — бронза БрОСН7-10-3 от вида смазки
Условия испытания		Коэф- фициент трения	Предель- ное давление, кгс/см1	Скорость изнашивания, мкм/ч		Интен- сивность суммар- ного линейного изнаши- вания
смазка	давле- ние, кгс/смг			твер- дого сплава ВКб	бронзы БрОСН7-10-3	
Масло вазели- новое (граничная смазка)	150	0,0074	310	0,032	4,32	13,6
Глицерин (гра- ничная смазка)	150	0,03	1.70	0,018	1,42	4,5
Вода дистил- лированная (оку- нание)	140	0,18	50—70.	0,062	47,2	148
132
кобальта, находящегося на поверхности, и в этом случае основ-
ным фактором, влияющим на долговечность работы колец, яв-
ляется не износ, а их коррозия.
В нейтральных средах (масло, глицерин и др.)' высокие ан-
тифрикционные свойства имеют сочетания материалов ВКб —
бронза и ВКб — чугун с шаровидным графитом. Испытания на
трение проводили по бронзе БрОСН7-10-3 с различной смазкой
Рис. 62. Конический подшипник реактора:
— шпонка; 2—обойма конуса; 3—конус (твердый сплав ВКб); 4—вкладыш (твердый
сплав ВКб); 5—стопорное кольцо: 6—обойма вкладыша; 7 — уплотнение
(табл. 36). При трении в глицерине обнаружен .избирательный
перенос меди на поверхность твердого сплава, что значительно
снижает износ этой пары трения. В минеральном масле износ
также-мал при низком коэффициенте трения. Полученные ре-
зультаты позволили рекомендовать эту пару трения для ответ-
ственных подшипников и уплотнений.
В реакторах для процессов в химически активных гетероген-
ных системах (газ — жидкость — твердое вещество),-при ^повы-
шенных температурах (200—300 °C) и давлениях (50—
150 кгс/см2), а также для процессов обезвоживания сточных
133
вод методом жидкофазного окисления конические подшипники
валов с частотой вращения 1500—3000 об/мин надежно обес-
печивали работу в течение требуемого времени (сотен часов).
При этом износ их был в 25 раз меньше по сравнению с изно-
сом подшипника из стеллита ВЗК (рис. 62).
Подшипники из твердых сплавов изготавливают прессова-
нием в виде пластифицированных заготовок. Они представляют
Рис. 63. Типовая конструкция пресс-
формы для прессования круглых твердо-
сплавных заготовок:
/ — ограничительное кольцо;	2—пуансон;
3—стержень; 4 — стакан; 5—промежуточное
кольцо; 6 — подкладка
твердосплавной полуфабри-
кат, обладающий низкой
твердостью и легко обраба-
тываемый обычным режу-
щим инструментом. На
рис. 63 показана пресс-фор-
ма для изготовления пласти-
фицированных заготовок.
Обработанные изделия под-
вергают спеканию в элек-
трических печах, после чего
они приобретают свойства
твердого сплава данной мар-
ки. Горячим прессованием
получают практически бес-
пористый материал. Токар-
ную обработку заготовок
производят без охлаждения,
алмазное шлифование с ох-
лаждением 2%-ным раство-
ром кальцинированной соды.
Режимы механической обра-
ботки деталей даны в лите-
ратуре [34]. Вследствие не-
высокой ударной вязкости
втулки подшипников реко-
мендуется устанавливать в
металлические обоймы пу-
тем запрессовки или вклеи-
вания, предотвращая тем самым возможность их разрушения
от ударов. Наилучшим клеем для приклеивания втулок является
клей горячего отверждения на основе эпоксидной и фенолофор-
мальдегидной смол. С помощью клея можно вклеивать также
графитовые, минералокерамические и другие подшипники. Клей
состоит из эпоксидной смолы ЭД-6 (70 частей по массе) и
бакелитового лака (30 частей по массе в пересчете на сухой
остаток).
Перед нанесением слоя клея детали должны быть обезжи-
рен^ и нагреты до 40—50 °C. После нанесения клея детали
помещают в термостат, нагревают до 60—70 °C и выдерживают
1 ч до полного удаления спирта из клеевой пленки. После этого
детали вынимают из термостата, совмещают, вновь устанавли-
вают в термостат и производят отверждение клея постепенным
ступенчатым подъемом температуры (через 30 мин) до 60—70;
105—115 и 180—185 °C с выдержкой при этих температурах 30,
30 и 120 мин соответственно. Охлаждение деталей производят
вместе с термостатом до комнатной температуры. С целью уст-
ранения трещинообразования в процессе работы на втулках
устраняют местные концентраторы напряжений, такие как ост-
рые кромки, пазы, отверстия и др.
Изготовление подшипников производили также путем нане-
сения металлокерамических твердых износостойких покрытий
любой требуемой толщины на стальную основу. Такие покрытия
получают сплавлением зерен рэлита-3 (ТУ 48-19-279—77) с ме-
таллической связкой в вакуумных печах. Подшипники из ме-
таллокерамических твердых сплавов использовали со смазыва-
нием металлоплакирующей смазкой, включающей водный рас-
твор химических соединений меди. Металлоплакирующая смазка
позволяет реализовать режим избирательного переноса, при ко-
тором происходит значительное снижение износа из-за осажде-
ния меди в зоне фрикционного контакта в процессе работы. При
испытаниях подшипников установлено, что медная пленка по-
крывает поверхности трения через 5—10 мин после начала ра-
боты в режиме р = 2 -j- 3,5 кгс/см2 и f = 2,5 4- 3,5 м/с. В зоне
фрикционного контакта протекают процессы, имеющие место
в тонких поверхностных слоях гальванических электродов
в электролитах, где происходит осаждение металла из раствора,
содержащего соответствующие катионы. В данном случае в зоне
фрикционного контакта идет разряжение катионов меди и ло-
кализация износа в тонких слоях электролитической меди [66].
10.	ПОДШИПНИКИ ИЗ КАРБИДОКРЕМНИЕВЫХ КОМПОЗИЦИЙ
Промышленностью освоен серийный выпуск подшипников из
высокотвердого износостойкого силицированного графита ма-
рок СГ-Т и СГ-П. Твердый силицированный графит марки СГ-Т
получают пропиткой пористого графита марки ПГ-50 расплав-
ленным кремнием, а марки СГ-П пропиткой кремнием загото-
вок, полученных из графитированного боя или стружки и пуль-
вербакелита (связки) после их прессования. Перед пропиткой
кремнием подшипниковые детали механически обрабатывают,
после пропитки — шлифуют алмазным инструментом. Пропит-
кой графита ПГ-50 расплавом кремния и бора получают боро-
силицированный графит марки БСГ-60, отличающийся малой
пористостью, высокой прочностью, твердостью, повышенной тер-
мостойкостью и химической стойкостью в ряде сред (растворы
серной, азотной, фосфорной, соляной кислот и их смеси при тем-
пературах кипения). Стойкость силицированных графитов к воз-
действию агрессивных сред также высока и приведена в спра-
135
вочнике [73]. Силицированные графиты стойки в слабых и кон-
центрированных кислотах и' их солях (кроме сильных окислите-
лей, например азотной кислоты) и не стойки в концентриро-
ванных щелочах. Физико-механические свойства карбидокрем-
ниевых материалов приведены в табл. 37.
Таблица 37. Физико-механические свойства карбидокремниевых
материалов
Свойства	Марка материала и технические условия			
	С2 (ТУ 14-1-2040—77)	сг-г	сг-п	1 БСГ-60 (ТУ 48-20-72-76)
		ТУ 48-	20-89 - 76	
Плотность Микротвердость, кг/мм2: по зерну карбида крем- ния по кремнию Предел	прочности, кгс/см2:	3,1 3000-3200 1000—1300	2,5-2,7 HRC 70	2,4-2,6 HRC 75	2,7 HRC 80
при растяжении	400	400-500	600	300—400
при сжатии	1800-3200	3000—3200	420G—4500	5000
при изгибе	900-1100	900-1100	1000—1200	
Ударная	вязкость, кгс • см/см2	3-4	2,8	4	3,7
Модуль	упругости Е- 10“® (при 20-1000 °C), кгс/см2	2,6-3,5	9,5	12,7	8,9
Коэффициент линейного расширения а-106 при 35—1200 °C, 1/°С	4,2-5,4	4,6	4,2	6,0
Коэффициент теплопро- водности, ккал/(м • ч • °C)	35-40	85-100	130-150	50
Термостойкость, тепло- смены	7-10 (1600 °C, вода)	—	""	
Теплостойкость, °C	2200	1600	1600	
Пористость, %	До 1-2	120 (степень пропитки, %)		—
Основным преимуществом силицированных графитов являет-
ся их высокая износостойкость в сравнении с другими металли-
ческими и неметаллическими материалами, особенно в абразиво-
содержащих средах. Так, применение карбидокремниевых ком-
позиций СГ-П-0,5 и С2 позволило установить, что эти мате-
риалы являются наиболее износостойкими в условиях агрессив-
ных сред, скоростей скольжения 120 м/мин (частота вращения
500—10 000 об/мин) в сравнении с фторопластовыми компози-
циями при низких давлениях (0,004—0,15 кгс/см2).
136
Боросилицированный графит обладает высокой износостой-
костью при гидроабразивном воздействии потока сред при углах
атаки до 45°, скорости потока до 150 м/с и концентрации абра-
зива до 14%, а также в пастообразных абразивосодержащих
средах.
Недостатками подшипников из силицированного графита яв-
ляются повышенная хрупкость, низкая прирабатываемость и
сложная технология изготовления. Вследствие повышенной
хрупкости втулки из силицированного графита заключают в ме-
таллические обоймы, причем детали из силицированного гра-
фита должны вклеиваться или запрессовываться только по на-
ружному диаметру [34]. Большой натяг при запрессовке втулок
из силицированного графита в металлическую обойму с разо-
гревом от трения вызывает разрушение втулки, имеющей более
низкий в сравнении со сталями коэффициент линейного расши-
рения. Наилучшие результаты, исключающие изменение разме-
ров втулок при работе, обеспечивает свободная посадка с от-
клонениями по 2-му классу и фиксацией от проворота штиф-
тами или шпонками. Рекомендуемые диаметральные зазоры
для подшипников из пары трения СГ-Т — СГ-Т:
Диаметр подшипника, мм...... 25—35 45—75 85—95
Диаметральный зазор, мм..... 0,1	0,15	0,2
Для погружных герметичных электронасосов ПО «Молдав-
гидромаш» разработаны радиальные подшипники скольжения
из силицированного графита, показанные на рис. 64. Подшип-
никовый узел состоит из втулки, устанавливаемой на вал, с диа-
метрами 15—80 мм, длинами 50—160 мм, толщинами стенки
5—7,5 мм соответственно и подшипника с внутренними диа-
метрами 25—95 мм, наружными 35—НО мм, длинами 40—
150 мм. Втулка вала и подшипник закреплены от проворота и
смазываются жидкостью, перекачиваемой насосом, в количе-
стве 0,3—0,8 м3/ч. Такие же подшипники используются в от-
дельных конструкциях герметичных электроприводов аппаратов
с винтовыми перемешивающими устройствами. Для этих под-
шипников гарантируется средняя до отказа наработка не менее
12 500 ч, допускаемая окружная скорость 15 м/с, допускаемое
давление 5 кгс/см2. Потребляемая мощность подшипниками
с внутренним диаметром от 25 до 95 мм составляет 15—52 Вт.
Осевые подшипники из силицированного графита СГ-Т и
СГ-П нашли широкое применение в погружных электронасос-
ных агрегатах для подъема морской воды и в центробежных
скважинных насосах с погружным водозаполненным электро-
двигателем для восприятия осевых нагрузок ротора. Смазка и
охлаждение подшипников производятся окружающей водой. По
ОСТ 26-06-760—73 предусмотрены конструкции подшипников,
показанные на рис. 65, а, б. В этих подшипниках пята и под-
пятник представляют собой металлические обоймы из стали
137
20X13 с вклеенными кольцами из силицированного графита
с диаметрами от 40/25 мм до 140/90 мм. Пята насажена на вал
(диаметры 16, 25, 32 и 40 мм) и удерживается от осевого пере-
мещения стопорным кольцом. Подпятник установлен на сфере,
вследствие чего он имеет возможность самоустанавливаться и
компенсировать возможные перекосы ротора. От проворота под-
пятник фиксируют два штифта,
запрессованные в обойму под-
пятника. Шероховатость рабо-
чих поверхностей пяты и под-
пятника не ниже 8-го класса
по ГОСТ 2789—73, торцовое
биение и неплоскостность ра-
бочих поверхностей не ниже
VIII степени точности по
ГОСТ 10356—63. Допускаемая
нагрузка на подшипники от
500 до 3100 кгс при потреб-
ляемой мощности не более
0,25—4,0 кВт в зависимости от
размеров подшипника.
Осевой подшипник из сили-
цированного графита СГ-Т
диаметром 60/40 мм испыты-
вался на стенде со смазывани-
ем водой с температурой 50 °C,
скоростью скольжения 8 м/с
в течение 100 ч [73]. Получен-
ные при испытаниях зависимо-
сти коэффициента трения и
потребляемой мощности пока-
заны на рис. 66.
Высокоскоростные подшип-
ники и подпятники насосов мо-
гут эксплуатироваться при на-
Рис. 64. Радиальный подшипниковый
узел электронасоса из силицирован-
ного графита с закреплением втулки:
а — штифтом; б — шпонкой;
1 — вал; 2—штифт или шпонка.: 3—втулка
(силицированный графит); 4—подшипник
(силицированный графит); &—-корпус под-
шипника
личии в жидкости, прокачивае-
мой через них, до 3—5% абразивных частиц (кварцевого пе-
ска) без заметного снижения Долговечности [34]. Вместе с тем
низкооборотные подшипники с парой трения СГ—СГ аппаратов
с перемешивающими устройствами изнашиваются от внедре-
ния в поры и непросилицированные участки абразивных ча-
стиц. Поэтому созданы конструкции подшипников, защищен-
ные от попадания в зону трения абразивных частиц. Автором
предложена конструкция нижней опоры аппарата с мешал-
кой для сред, содержащих большое количество абразива
(рис. 67).
Опора состоит из подвижного элемента — полой шейки
вала 1 и неподвижного элемента 2, выполненного заодно с флан-
138
цевой крышкой опоры и имеющего осевое отверстие для прину-
дительного подвода смазочного материала. Втулка 3 выполнена
из силицированного графита СГ-Т и неподвижно укреплена
Рис. 65. Осевой подшипник из /силицированного графита:
а — с центральной сферической опорой; б — с периферийной сфе-
рической опорой;
/ — обойма пяты; 2—коль’о пяты; 3—кольцо подпятника; 4—цилиндриче-
ский штифт; 5—обойма подпятника; 6—сферическая опора
Рис. 66. Зависимость коэффициента тре-
ния f и потребляемой мощности N от да-
вления для осевого подшипника с парой
трения СГ-Т - СГ-Т
в шейке вала 1. Втулка 4 также выполнена из силицированного
графита и закреплена на неподвижном элементе 2. Коническая
часть шейки вала 5 уста-
новлена на конце полой,
шейки вала 1. Фланец 6
неразъемно соединен с
днищем 8 аппарата. Эла-
стичное уплотнение 7 уста-
новлено в зазоре между
нижней кромкой кониче-
ской части шейки 5 и флан-
цем 6. Повышение долго-
вечности опоры скольже-
ния аппарата путем эф-
фективной защиты тру-
щихся поверхностей от по-
падания абразивных ча-
етиц достигается тем, что
шейка вала выполнена в
виде конической насадки с отверстиями, расположенными у боль-
шего основания конуса и направленными к днищу аппарата. Ко-
ническая часть вала за счет сил трения о жидкость при вращении
сообщает частицам центробежное ускорение» направленное в
сторону увеличения радиуса конуса. Вследствие ащр у боль-
139
шего основания конической части вала возникает зона повышен-
ного давления, препятствующего проникновению жидкой среды
с абразивными частицами в подшипник скольжения. Уравнение
Рис. 67. Нижняя опора вала для работы в абразиво-
содержащих средах
движения жидкости с вязкостью ц и окружной скоростью со мо-
жет быть записано в полярных координатах
А (+_q _ * r± * (ra)i=_L.
dr \ dr 1 г J dr L r dr 4 '] иг
(79)
Граничные условия заключаются в том, что траектории ча-
стиц представляют собой дуги концентрических окружностей,
скорость частицы и остается неизменной, а конус насадки по
высоте состоит из ряда элементарных цилиндров с радиусами г.
Дважды последовательно интегрируя уравнение (79) и ис-
пользуя граничные условия прилипания частиц жидкости к стен-
ке для внутреннего в объема (рис. 67) г = /?, ий = 0; г = Rit
ИО
иъ = o)Ri, получим после преобразований выражение для ско-
рости в сечении А — А
	<м А (/?; - г
и в сечении Б — Б	/?Г(г2-/?2) “в- (к"-кг)г	18°
а для наружного объема н при граничных условиях г = Ri,
uH=(o/?i; г — Rz (Rz — радиус стенки аппарата), иа — 0 полу-
чим в сечении А — А
	и» =	\ г- -2. ©	82) А
и в сечении Б — Б	(/?';-г2) Но = -7—5—~~П\—	(83)
Сравнивая выражения (80) и (81) и (82) и (83), можно уви-
деть, что при /?' > 7?! и R\	а > и^, т. е. снару-
жи конической насадки скорости частиц в сечении А — А мень-
ше, чем скорости частиц в сечении Б — Б, а внутри нее в сече-
нии А—А скорости больше, чем в сечении Б — Б. Подставим
выражения (80), (81), (82) и (83) в уравнение Бернулли для
вихревого движения
р = С-и72.	(84)
Сравнивая между собой давления в сечении А—А и Б — Б
снаружи и внутри конической насадки, получим Рд>р'Ь и р\<р^
Приведенный анализ показывает, что давление у днища ап-
парата достигается только при выполнении шейки в виде кони-
ческой насадки и ее вращении совместно с валом. Это меро-
приятие позволяет обеспечить направленный поток жидкости
от подшипника, а конструкция препятствует проникновению аб-
разивных частиц в зону трения. Кроме этого, для создания
в опоре повышенного давления, превышающего давление в ап-
парате и создающего дополнительное препятствие проникнове-
нию абразивных частиц в зону трения (усиливающее таким об-
разом защиту трущейся пары от абразива), в зазор между ниж-
ней кромкой шейки вала и днищем аппарата установлено
эластичное уплотнение. В качестве смазочной жидкости исполь-
зуется рабочая среда аппарата или другая жидкость, попада-
ние которой в реакционную зону допустимо.
Кроме силицированных графитов к карбидокремнпевым
материалам относится реакционноспеченный самосвязанный
141
материал С2 [16]. Разработанный на основе карбида кремния
высокотвердый материал С2 износостоек, устойчив практически
во всех технологических химических средах и благодаря срав-
нительно простой технологии изготовления его применение для
подшипников может быть экономически эффективным.
В основу технологии изготовления деталей из материала С2
положено силицирование заготовок, происходящее в расплав-
ленном кремнии или его парах при температурах 1800—2250 °C.
Заготовки получают прессованием в стальных пресс-формах зе-
рен карбида кремния и нефтяного кокса при давлениях 300^
600 кгс/мм2. При этом углерод, введенный в заготовку, соеди-
няясь с кремнием, образует карбид кремния. Химический со-
став, микроструктура, а также свойства материала С2 зависят
от технологии его изготовления и в известном пределе могут
регулироваться. Различными способами пропитки изделий крем-
нием удается достичь пористости не выше 1—2%, т. е. получить
газонепроницаемый материал, который хорошо обрабатывается
алмазным инструментом до получения шероховатости поверх-
ности 10—12-го классов.
Испытания материала С2 на химическую стойкость прово-
дили по ГОСТ 12020—66 в азотной, соляной, серной, фтористо-
водородной кислотах, щелочах и других химических средах.
Длительность испытаний в 65%-ной азотной кислоте составила
264 ч, в остальных средах по 1080 ч. Результаты испытаний по-
казали, что материал С2 химически стоек во всех средах, в том
числе промышленных, за исключением смеси азотной и фтори-
стоводородной кислот, щелочей и солей щелочно-земельных ме-
таллов.
Основные физико-механические и тепло-физические свойства
материала С2, определенные стандартными методами испыта-
ний, приведены в табл. 37.
Достаточно высокие (для керамики) физико-механические
в химические свойства показали целесообразность исследова-
ния материала С2 в качестве конструкционного материала для
пар трения, работающих без вибрационных и ударных нагру-
зок при высоких температурах, в абразивных и химически ак-
тивных средах, при возможных резких изменениях температуры
среды.
Пары трения в лабораторных условиях испытывались на ре-
конструированной машине трения МИ-1М, позволяющей созда-
вать нагрузки на образцы от 0,2 до 0,3 кгс за счет уравновеши-
вания каретки машины. Неподвижный, образец закреплялся
в самоустанавливающемся приспособлении, что давало возмож-
ность измерять износ в процессе испытаний.
При трении материала С2 по бронзе БрОЦС5-5-5 и стали
Х32Н8 твердостью HRC 43 без смазки при давлениях менее
2 кгс/см2 происходит микрорезание поверхностей бронзы и
стали, близкое к процессу шлифования. При смазке водой износ
142
стали увеличивается, а износ бронзы уменьшается в сравнении
с сухим трением примерно в 10 раз при коэффициенте трения,
равном 0,3.
На поверхности трения бронзы и стали появляются мелкие
риски от царапания зернами карбида кремния (шероховатость
поверхности 5—6-го классов). Испытания показали, что при-
менение материала С2 для трущихся деталей подвижных соеди-
нений машин в сочетании с бронзой и сталью рекомендовать
Рис. 68. Зависимость коэффициента трения f от давления р одноименной
пары трения из материала С2 при скорости скольжения 1 м/с и со смазкой:
/ — без смазки; 3 — водой, J — 6%-пой соляной кислотой; 4 — чегыреххлористым углеродом;
5—lO'/u-иым едким натром
нельзя из-за высокого износа металлических материалов. Вслед-
ствие высокой твердости и возможности царапания контртела
материал С2 целесообразно применять в сочетании с твердыми
поверхностями, имеющими высокую теплостойкость и не склон-
ных к схватыванию. Высокие антифрикционные свойства были
получены в одноименной паре С2 по С2. Исследовались образцы
с шероховатостью поверхностей 10-го класса на машине трения
МИ-1М. Зависимость коэффициента трения от давления пары
трения С2 по С2 при наличии смазки различными химически
активными средами и без смазки представлена на рис. 68, а из-
менение интенсивности изнашивания на рис. 69. Из анализа
кривых видно, что работа пары трения С2 по С2 всухую сопро-
вождается высоким износом вследствие отделения с поверхно-
сти зерен карбида кремния. Допускаемое давление при трении
без смазки не превышает 4—5 кгс/см2 при коэффициенте трения
143
до 0,8—0,9. Увеличение давления приводит к разрушению об-
разцов из-за растрескивания. Этому способствует образование
на поверхности трения микротрещин по границам зерен карбида
кремния, которые развиваются в глубь объема. Следовательно,
надежная работа подшипников из материала С2 может быть
обеспечена всухую при давлениях не более 1,5—2,0 кгс/см2. На-
против, при смазке жидкостями коэффициент трения не зависит
от нагрузки. Это свидетельствует о пластическом контакте
в зоне трения вследствие высокой теплостойкости материала и
Рис. 69. Изменение интенсивности изнашивания Iq от давления р одно-
именной пары трения из материала С2 при скорости скольжения 1 м/с
и со смазкой (расшифровка кривых та же, что на рис. 68)
незначительном изменении твердости поверхности от темпера-
туры трения, что характерно для иоликрнсталлитов твердых
тел [8].
При наличии смазки поверхность трения хорошо прирабаты-
вается до шероховатости 14-го класса, которая сохраняется
в большом диапазоне нагрузок. Допускаемые давления дости-
гают 30—50 кгс/см2. На рис. 70 дана зависимость коэффициента
трения пары С2 по С2 от скорости скольжения, полученная на
машине трения МТК-1, разработанной автором с сотрудниками
[17], в которой контакт осуществляется при трении неподвиж-
ного цилиндрического образца, прижатого своим торцом с за-
данным усилием, и плоского, вращающегося с установленной
скоростью. Коэффициент трения при наличии смазки не зависит
от скорости скольжения при скоростях более 1—2 м/с, и допу-
скаемая скорость скольжения превышает 12—15 м/с.
Для сравнительной оценки износостойкости пары трения С2
по С2 при абразивном изнашивании на машине трения МИ-1М
были воспроизведены условия испытаний сопряжений сталь —
бронза, приведенные в работе [82]. Смазывание образцов мае-
114
лом индустриальное 45 осуществлялось путем погружения ро-
лика в ванну. Для сравнения опыты повторялись с маслом, со-
держащим 8% ташли.нского кварцевого песка фракции 0,1 —
0,2 мм с микротвердостью 1200—1300 кгс/мм2. Давление состав-
Рис. 70. Зависимость коэффициента трения f от скорости
скольжения v одноименной пары трения из материала С2
со смазкой водой и температуре °C:
/ — 30 при давлении 12,9 ,кгс/смг; 2—80 при давлении 12,9 кгс/см’}
3 — 30 без смазки при давлении 2,34 кгс/см*
ляло 12,7 кгс/см2, а путь трения 7500 м. Результаты испытаний
представлены в табл. 38, откуда следует, что износостойкость
Таблица 38. Показатели трения и изнашивания сопряжений
бронза — сталь и С2—С2
Смазывающий материал	Материалы пар трения	Износ, мг	Коэффициент трения
Масло	Бронза БрАЖ9-4 Сталь 45	1,7 0,7	—
Масло с абразивом	Бронза БрАЖ9-4 Сталь 45	112,0 45,5	0.015-0,02
Масло	С2 С2	1,1 0,5	0,06-0,09
Масло с абразивом	С2 С2	1,3 1,8	0,16
145
пары трения С2 по С2 в абразивной среде оказалась в десятки
раз выше износостойкости пары трения бронза — сталь.
Благодаря высокой химической стойкости и износостойкости
к абразивному изнашиванию материал С2 рекомендован для
трущихся деталей в химических средах, содержащих твердые
кристаллические взвеси.
Самосвязанный карбид кремния С2 может применяться для
конических подшипников малогабаритных роторов приборов,
устройств отбора проб химических веществ, расходомеров и
других механизмов со смазыванием различными жидкостями
Рис. 71. Конический подшипник из
карбида кремния (материал С2):
/ — вал; 2 — шпонка; 3—обойма; 4—конус;
5—вкладыш; 6—стопорное кольцо
при малых давлениях. Работа
без смазывания приводит к
чрезмерному нагреву и растре-
скиванию по границам зерен
кристаллитов материала. Стен-
довые испытания конического
подшипника (рис. 71), изго-
товленного из материала С2,
проведенные без смазки с дав-
лением 32 кгс/см2 и частотой
вращения 3000 об/мин, завер-
шились его разрушением из-
за растрескивания после 10 мин
работы. При последующем ис-
пытании подшипника в тех же
условиях, но с давлением
5,4 кгс/см2 также были обна-
ружены отдельные трещины на конусе, установленном на валу.
Следовательно, подшипники из материала С2 всухую могут быть
использованы только в малонагруженных опорах, где давления
не превышают 1,5—2,0 кгс/см2 и скорость скольжения 3—4 м/с.
Напротив, конический подшипник, работавший в воде с тем-
пературой 32°C при давлении 32 кгс/см2 в течение 178 ч пока-
зал удовлетворительную работоспособность с практическим от-
сутствием износа без сколов материала и трещин. Конус и
вкладыш взаимно приработались до зеркального блеска (ше-
роховатость поверхности 14-го класса). Таким образом, испы-
тания показали, что в условиях смазки высокоагрессивными
жидкостями подшипники из материала С2 являются перспек-
тивными для машиностроения и были рекомендованы для ис-
пользования в малогабаритном лабораторном реакторе.
Величина момента трения в опорах с коническими рабочими
поверхностями при вертикальном положении оси вращения при
осевой нагрузке определяется из выражения [67]
14------—S!n2 а
MTD = А^/Гсп------------------
тр 1 ср sin а
(85)
146
где У, Гер, f, а — соответственно нагрузка, средний радиус ко-
нуса, коэффициент трения и угол конусности; b — половина
длины образующей конуса.
Конструктивно подшипники скольжения из материала С2
выполняют с простыми геометрическими формами, без пазов,
выточек и других концентраторов напряжений и заключают
в металлические обоймы, предохраняющие их от возможных
разрушений от ударов. Особое внимание обращается на точ-
ность обработки и монтажа подшипникового узла. Допущенные
дефекты приводят к дополнительным знакопеременным нагруз-
кам, сколам и трещинам во втулках при эксплуатации. Детали
из материала С2 обрабатывают только алмазным шлифованием.
Шлифование производят с охлаждением алмазного круга
1,5%-ным водным раствором кальцинированной соды в количе-
стве 2—3 л/мин, а при массовом производстве — водопроводной
водой. Параметры режимов шлифования плоских и круглых по-
верхностей приведены в литературе [34]. Притирка алмазной
пастой и приработка производятся в одноименной паре трения
со смазкой водой при скорости скольжения 1 —1,5 м/с, давлении
1,5 кгс/см2 в течение 30 ч, при этом достигается шероховатость
поверхности 12-го класса и выше.
Другим графитокарбидокремниевым подшипниковым мате-
риалом, полученным на основе карбида кремния с добавками
карбида бора, является материал С8. Он представляет собой по
химическому составу сплав, содержащий 60—63% кремния,
10—13% бора и 27—30% углерода. Структура материала С8
состоит из твердого раствора а на основе карбида кремния и
эвтектики, образованной двумя растворами: а — на основе кар-
бида кремния и р на основе карбида бора. Физико-механические
свойства материала С8 следующие: предел прочности при из-
гибе 20—28 кге/мм2, при сжатии 40—130 кге/мм2, теплопровод-
ность 16,9 ккал/(ч-м-°С)} коэффициент линейного расширения
(при 20—800°C) 3,99-10-6 1/°С, теплостойкость 2070°C. Мате-
риал С8 стоек к абразивному изнашиванию и к воздействию хи-
мических сред при нормальной и повышенной температурах и
в этих условиях не реагируют с кислотами, в том числе азотной
и плавиковой и жидкой серой. Изделия из материала С8 изго-
тавливают в специальных графитовых пресс-печах методом го-
рячего прессования и обрабатывают алмазным шлифованием и
зерном карбида бора. Зависимость изнашивания материала С8
от давления в сравнении с изнашиванием минералокерамики
ЦМ-332, полученная автором на машине трения МИ-1М, пока-
зана на рис. 72. Коэффициент трения без смазки в одноименной
паре трения С8 — С8 0,315, со смазыванием водой 0,079, допу-
скаемое давление со смазыванием водой 38,5 кгс/см2. Высокие
антифрикционные свойства материала С8 были подтверждены
испытаниями в тяжелых производственных условиях. Втулки из
материала С8 испытывались в подшипнике насоса. Рабочей
147
Рис. 72. Изменение износа пар трения при
трении без смазки в зависимости от давле-
ния:
1—ЦМ-332 по ЦМ-332; 2— С8 по С8
:тва позволяют использовать мате-
без смазывания, правда, при незна-
Рис. 73. Подшипниковые узлы герметич-
ного центробежного насоса из материа-
ла С8:
1—вал; 2—конусная цапфа; 3—вкладыш; 4—пру-
жина; 5—обойма вкладыша; ff—шпонка
средой являлась азотная кислота в кристаллической пульпе
с отношением твердой фазы к жидкой Т : Ж = (0,8	1,5) : 10.
Содержание азотной кислоты в пульпе составляло 20%, размер
кристаллов до 100 мкм,
температура пульпы 56—>
75 °C.
Конструкция подшип-
никовых узлов коническо-
го типа из материала С8
герметичного центробеж-
ного насоса показана на-
рис. 73, где на рис. 73, а
приведена верхняя опора
ротора насоса, а на
рис. 73,6 нижняя опора
вертикального ротора.
Высокие теплостойкость
и антифрикционные свой
риал С8 в верхней опоре
чительных нагрузках.
Нижняя опора смазыва-
ется и охлаждается агрес-
сивной жидкостью, в ко-
торой могут содержаться
абразивные взвеси круп-
ностью до 150 мкм. С це-
лью увеличения срока
службы подшипников ис-
пользуется пружинное
поджимное устройство
вала для его вертикаль-
ного пермещения по мере
износа нижнего подшип-
ника. Возможное осевое
перемещение ротора учи-
тывается в конструкции
насоса и предусмотрено
до 6 мм. Давление в
подшипнике составляет
10 кгс/см2, частота вра-
щения вала 1500 об/мин,
критерий теплостойкости
pv с= 25 кгс*м/(см2«с), по-
тери мощности в опорах
достигают 2,5 кВт. Промышленные испытания насоса в течение
более 1500 ч показали, что конструкции подшипников и исполь-
зуемая пара трения С8 по С8 обеспечивают необходимую на-
дежность и долговечность.
148
11.	МИНЕРАЛОКЕРАМИЧЕСКИЕ ПОДШИПНИКИ
Для изготовления подшипников, работающих при высокой
температуре, а также в агрессивных средах с абразивными
включениями или без смазки, получили распространение мине-
ралокерамические материалы. Исходным сырьем для изготов-
ления минералокерамических материалов служат окись алюми-
ния А120з (глинозем по ГОСТ 6912—64), из которой получают
корундовую керамику марки ЦМ-332 по ТУ 48-19-282—77 и
окиси магния й кремния MgO, SiO2, из которых получают стеа-
титовую керамику марки ТК-21 по ГОСТ 5458—64 (класс 1Ха)
и др. Минерало-керамические подшипники обладают высокой
твердостью, износостойкостью, механической прочностью, стой-
костью против воздействия химических сред и высокой темпе-
ратуры. Физико-механические свойства подшипниковых мате-
риалов приведены в табл. 39, а химическая стойкость керами-
ческих материалов в работе [34].
Втулки подшипников изготавливают прессованием или
литьем под давлением формовочной массы с последующей суш-
кой и обжигом. Механическая обработка производится шлифо-
ванием кругами из карбида кремния (предварительное) и ал-
мазными кругами (окончательное) по режимам, приведенным
там же. Удовлетворительное качество втулок обеспечивается при
отношении диаметра к высоте не более 1 : 3 и длине до 300 мм.
Испытания на изнашивание минералокерамики ЦМ-332 в
паре со сталями, проведенные автором на машине трения
МИ-1М, показали, что на поверхности трения стальных образ-
цов образуются глубокие риски. На соприкасающихся поверх-
ностях керамических образцов наблюдалось «намазывание»
частиц металла, после чего наступал быстрый износ стальных
образцов. Образец из минералокерамики ЦМ-332 интенсивно
изнашивает стальной образец, срезая микронеровности поверх-
ностного слоя. Это же явление наблюдается во время работы
минералокерамических втулок в паре со стальными валами
в условиях сухого трения, в том числе с абразивными части-
цами. По мере износа вала появлялись перекосы втулки, резко
возрастала нагрузка и минералокерамическая втулка ломалась.
В условиях жидкостного трения втулки из ЦМ-332 могут быть
использованы при работе со стальными валами твердостью не
менее HRC 48—50, обработанными тонкой шлифовкой и поли-
ровкой. Лучшими смазками являются глицерин, вазелиновое
масло, коллоидный графит и его водная суспензия. Удовлетво-
рительные антифрикционные свойства были обнаружены у пары
трения стеллит ВЗК по ЦМ-332 при сухом трении: предельное
давление до 40 кгс/см2 и коэффициент трения 0,312, со смазы-
ванием водой давление уменьшается до 8,5 кгс/см2 (табл. 40).
Наилучшие антифрикционные свойства показала одноименная
149
Таблица 39. Физико-меха»пически€ свойства подшипниковых керамических
Материал, марка	: Плотность, г/см3	Твер- дость, НПА	Прочность, КГС/СМ5			
			при изгибе	при сжатии	при растяже- нии	
Корундовая кера- мика ЦМ-332 Стеатитовая кера- мика ТК-21 Технический ситалл СТЛ	383—3,93 2.65—2,92 2,45-2,54	90-95 70—75 627-870 (микро- твер- дость)	30—45 14-15 10—22,5	300—400 250—300 60—100	10-26 4,5—6 8,6—20	
пара трения ЦМ-332 по ЦМ-332. Пару трения ЦМ-332 по
ЦМ-332 применяют в подшипниках, работающих в газовой среде,
в дистиллированной воде при 95 °C, в 65%-ной азотной кислоте
при 84—99 °C. Без смазки пара трения ЦМ-332 удовлетвори^
тельно работает при давлениях, не превышающих 0,18 кгс/см2.
При повышении давления наблюдается значительное увеличе-
ние коэффициента Трения и износа. На долговечность пары
влияет точность изготовления деталей (1—2-й класс}, шерохо-
ватость поверхности (в пределах 10—12-го классов) и сохране-
ние параметров Шероховатости в процессе эксплуатации. Пара
трения (ЦМ-332—ЦМ-332) обладает высокими антифрикцион-
ными свойствами и несмотря на технологические сложности из-
готовления (большая усадка при спекании, высокая твердость и
необходимость применения алмазной обработки) с успехом при-
меняется в производственных условиях.
Таблица 40. Антифрикционные свойства исследованных пар треиия
Материал образца		Коэффициент трения		Допу- скаемое давление со смаз- кой водой, кгс/см2	Износ образца со смазкой водой, г/ч	
вращающе- гося	неподвижного	без смазки	со смаз- кой водой		непод- вижного	вращаю- щегося
Минерало- керамика ЦМ-332	Минерало- керамика ЦМ-332	0,885	0,132	106,5	Практи- чески нет	Практи- чески нет
	Стеллит ВЗК	0,312	0,292	8,5	0,08	То же
	Сталь 12Х18Н10Г	0,606	0,666	9.4	0,98	0,16
	Сталь 14Х17Н2	0,222	0,405	9,8	1,0	0,09
150
материалов
	Ударная вязкость, кгс «м/см2	Модуль упругости Е-10-3, кгс/см’	Температура размягчения, °C	Тепло- емкость, кал/°С*	Теплопро- водность, кал/(с-см«°С)	Коэффициент линейного рас- ширения аИО6, 1/°С	Водо- пог* лоще- ние, %
	0,05-0,12	3800	1700-1750	0,206	0,046	7,9-8,26	0,1
	0,14—0,24	105	1250—1360	—	0,0065	8,15-9,9	0,1
	—	7,2-8,5	950-1100	0,17-0,22	0,0028-0,004	(—1,25)—(4-80)	—
На рис. 74 показан нижний
подшипниковый узел верти-
кального электронасоса, ра-
диальные подшипниковые втул-
ки и подпятник которого вы-
полнены из минералокерамики
ЦМ-332. Этот подшипниковый
узел предназначен для работы
как в пусковых режимах сухо-
го и полусухого трения, так и
при подаче в него жидкости,
перекачиваемой насосом при
работе. Подшипниковая пара
ЦМ-332 по ЦМ-332 испытыва-
лась в подшипниковом узле со
смазыванием 60%-ной азотной
кислотой при температуре 84—
99 °C. Ревизия насоса, прове-
денная после испытаний, пока-
зала высокую износостойкость
подшипников. Однако следует
отметить, что на одном из эта-
пов испытаний после промыв-
ки насоса холодной водой с
температурой 9 °C на некото-
рых кольцах подшипников об-
Рис. 74. Подшипниковый узел с па-
рой трения ЦМ-332 по ЦМ-332:
1 — обойма; 2—втулка обоймы (материал
ЦМ-332); 3—кольцо (сталь 12X18H10T);
4—штифт; 5—втулка вала (сталь 12Х18НЮТ);
6—втулка вала (материал ЦМ-332); 7—коль-
цо (сталь 12Х18Н10Т); 8—пята (материал
ЦМ-332); 9 — подпятник (материал ЦМ-332)
разовались трещины, и они
разрушились. Это подтверждает мнение о том, что минерало-
керамика ЦМ-332 не выдерживает резких колебаний темпера-
туры, что необходимо учитывать при ее применении. Повышен-
ная хрупкость и склонность к трещинообразованию являются
серьезным препятствием для широкого использования минерало-
151
керамики ЦМ-332 в подшипниках. Их нецелесообразно приме-
нять при вибрационных и ударных нагрузках, а втулки необхо-
димо устанавливать в металлические обоймы как с механиче-
ским креплением, например штифтами, так и путем вклеивания
с применением лака Ф-10 (ТУ 6-05-1092—74) или эпоксидных
клеев. Металлические обоймы уменьшают концентрации на-
пряжений при действии на керамические детали нагрузок в
опоре. '	х
Вместе с тем известны конструкции керамических подшип-
• ников из окиси алюминия, применяющиеся и при значительных
Рис. 75. Керамический
самоустанавливающийся
подшипник:
1—обойма	вкладыша;
2 — вкладыш (окись алюми-
Ния); 3—сферическая втул-
ка (окись алюминия); 4—обой-
ма втулки
вибрационных нагрузках, например в
опорах лопастей вертолетов и гидрокры-
льев [100]. Их высокий срок службы
обеспечивается качественным выполне-
нием вкладышей, надежным креплением
керамических деталей в металлических
обоймах из нержавеющей стали и приме-
нением для смазывания твердого смазы-
вающего вещества на основе дисульфида
молибдена.
Конструкция такого подшипника по-
казана на рис. 75. Исходя из условий
сборки металлические обоймы выполне-
ны из двух половин, а вкладыш разрез-
ным (2—3 сектора). Сборка осуществля-
ется склеиванием эпоксидным клеем. Во
вкладыше предусмотрены сквозные от-
верстия, заполненные твердой смазкой,
состоящей из 90% дисульфида молиб-
дена, 8% молибдена и 2% тантала.
Вкладыши со смазочными отверстиями
изготавливались из окиси алюминия по
следующей технологии: холодное прес-
сование керамического порошка AI2O3 с акриловой связкой,
сверление отверстий под смазочный материал, механическая об-
работка, спекание при 1550 °C в воздухе, алмазная разрезка на
две половины, алмазная притирка внутреннего отверстия по
сфере. Испытания подшипника проводились при колебательном
движении вала в воздушной среде с амплитудой 9° и частотой
243 Гц. Нагрузка на подшипник изменялась от 4-540 до
—290 кгс при той же частоте. При испытаниях установлена вы-
сокая работоспособность подшипника без задиров и следов из-
нашивания. Эти же подшипники для опор гидрокрыльев испы-
тывались в соленой воде с воздушной пеной. В качестве сма-
зывающего вещества использовалась композиция на основе
графита. Амплитуда колебательного движения составляла 10°
с -частотой 20 Гц, а величина нагрузки изменялась от 70 до
1050 кгс. Испытаниями установлено, что при максимальной на-
152
грузке происходит разрушение вкладыша в виде кольцевых
трещин от растягивающих напряжений при приложении ради-
альной нагрузки.
Выполнение керамических подшипников самоустанавливаю-
щимися препятствует их разрушению при перекосах вала от
кромочных давлений. С этой целью радиально-осевые цилиндри-
ческие подшипники из керамики, например в микронасосах,
устанавливают в корпусе на резиновые кольца под обе пары
ротора. Резиновые кольца позволяют ротору самоустанавли-
ваться за счет своей деформации и препятствуют осевому и ра-
диальному перемещению его в корпусе. На вал насоса керами-
ческие втулки крепят с учетом
различного изменения размеров
при тепловых расширениях сталь-
ного вала и керамической втул-
ки. Такие конструкции просты в
изготовлении и надежны в экс-
плуатации.
Стеатитовая минералокерами-
ка ТК-21 в парах трения с ха-
стеллоем, ферросилидом ЧС-15 и
сталью 95X18 используется для
вкладышей подшипников, напри-
мер насосов ЦНГ (рис. 76). Смаз-
кой подшипников служат предна-
2 1
Рис. 76. Подшипник скольжения
электронасоса:
1—обойма (сталь 12X18HI0T); 2—кера
мическая втулка из стеатитовой мине-
ралокерамнки ТК-21
значенные для перекачивания
различные агрессивные жидкости
с температурой 100 °C и давле-
нием в системе не выше 28 кгс/см2
(не относящиеся к легковоспламеняющимся и не содержащие
абразивных примесей, за исключением твердых случайных ча-
стиц), в которых коррозионно стойки стали марок 10Х17Н13М2Т
или 12Х18Н10Т.
Стеатитовую минералокерамику марок ТК-21, СК-1, СПК-2
применяют также для изготовления вкладышей подшипников
насосов типа ХГВ. Долговечность подшипника из керамики
ТК-21 составляет 2500—3000 ч.
Керамические подшипники для работы в агрессивных средах
изготавливают также из ситаллов — минералокерамических ма-
териалов на основе специального стекла. В отличие от обыч-
ного стекла ситаллы имеют микрокристаллическую структуру
с мелкими, величиной 0,01—1,0 мкм кристаллами, равномерно
распределенными по объему материала. Наличие мельчайших
кристаллов, образующихся по специальной технологии изготов-
ления, повышает механическую прочность стекла. Ситаллы об-
ладают высокой твердостью, термостойкостью и стойкостью
к воздействию химических сред. Промышленностью выпускают-
ся технические литиевые ситаллы (£ТЛ), технические магние-
153
вые ситаллы (СТМ), технические борнобариевые ситаллы (СТБ)'
и др. Они отличаются физико-механическими свойствами [34].
Заготовки для втулок из ситалла выполняют методом пресс-
литья и обрабатывают алмазным шлифованием, которое обес-
печивает 10—12-й класс шероховатости поверхности. Полирова-
ние поверхности производят окисью хрома, крокусом с исполь-
зованием войлока, фетра или алмазными эластичными дисками
и пастами. Отверстия сверлят алмазным инструментом. Как и
все керамические материалы, ситалл имеет низкую ударную
вязкость (6—12 кгс-см/см2), поэтому его применение в подшип-
никовых узлах, подверженных воздействию ударных нагрузок,
недопустимо. К положительным свойствам ситалла относится
А	А-А
Рис. 77. Втулка радиального многокамерного подшипника
из ситалла
его способность выдерживать резкие изменения температуры
без нарушения прочности, что позволяет использовать подшип-
ники из ситалла при неблагоприятных сменах температуры ок-
ружающей среды.
В США ситалл под названием пирокерам выпускается для
изготовления подшипников, работающих без смазки при темпе-
ратурах до 540 °C. Втулки из пирокерама рекомендуется исполь-
зовать в сочетании с валами из хастеллоя, стеллита, карбида
титана.
В результате испытаний на трение и изнашивание ситалла,
проведенных автором на машине трения МИ-1М, получен коэф-
фициент трения ситалла по ситаллу всухую 0,1 и по стали Х34Л
0,1—0,12, что подтверждает его высокие антифрикционные свой-
ства. Однако оказалось, что ситалл малостоек при изнашивании
и допускает давления не более 2—2,5 кгс/см2. При давлении
5 кгс/см2 за 30 мин работы износ без смазки составил около
1 мм. С введением в зону трения смазки — воды — коэффициент
трения ситалла по ситаллу увеличивается до 0,5, а при трении
по стали остается примерно на прежнем уровне порядка 0,1 —
0,17.
Подшипниковая втулка из ситалла, установленная в герме-
тичном вертикальном электронасосе, показана на рис. 77. Ра-
бочие поверхности шеек вала насоса были выполнены из стел-
154
лита ВЗК. После 22 ч работы насоса с частотой вращения вала
3000об/мин со смазыванием подшипников водой ревизией было
установлено отсутствие износа ситалловых подшипниковых вту-
лок и шеек вала и хорошее состояние рабочих поверхностей.
Износ же подпятникового кольца из ситалла при осевом давле-
нии 5 кгс/см2 составил 0,7 мм без повреждения пяты. Во время
испытаний насос работал в режимах пусков и остановов с су-
хим или граничным трением в опорах, так как смазывание пе-
рекачиваемой водой производилось давлением самого насоса.
Из-за повышенного износа подпятника из ситалла его заменили
кольцом из фторопласта-4, после чего насос проработал на
различных режимах 140 ч при 75 пусках и остановах. Осмотр
поверхностей трения выявил их хорошее состояние с незначи-
тельным износом втулки нижнего подшипника (на 0,1—
0,015 мм). Было установлено, что при невысоких давлениях и
скоростях скольжения до 5 м/с [pv <Z 15 кгс« м/(см2-с) ] под-
шипники из ситалла работоспособны. Их низкая стоимость, вы-
сокая химическая стойкость и способность работать при высо-
ких температурах позволяют рекомендовать их для применения
в различных отраслях техники.
12.	ПОДШИПНИКИ ИЗ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ СПЛАВОВ И ПОКРЫТИЙ
При трении без смазывания с нормальной температурой ок-
ружающей среды, невысокими давлениями и скоростями сколь-
жения использовать металлические материалы для подшипни-
ков нецелесообразно. Металлические подшипники плохо прира-
батываются. В процессе работы обнаруживаются задиры, наво-
лакивание металла, выделяется большое количество тепла и
подшипники становятся малонадежны. В этом случае для под-
шипников лучше использовать пластмассы, металлокерамику,
прессованную древесину, углеграфиты, хорошо работающие без
подвода смазки в зону трения.
Между тем известны области, в которых успешно приме-
няются в режиме сухого трения металлические материалы для
подшипников. К одной из конструкций, выполненной из такого
материала и испытанной авторами работы [62] для высокообо-
ротных роторов турбохолодильника, относится лепестковый под-
шипник. Его преимущества заключаются в возможности гаше-
ния автоколебаний ротора при высоких частотах вращения
(80000—180000 об/мин), когда подшипник работает в режиме
газовой смазки. Лепестковый подшипник (рис. 78) представляет
собой корпус, в котором закреплен упругий вкладыш, состоя-
щий из двух пакетов лепестков (фольга 35 мкм) разной длинц,
Один из пакетов рабочий, другой центрирующий. При вращение
вала лепестки упруго прижимаются к корпусу, образуя ело#
газовой смазки, поддерживающий ротор в рабочем режиме ра-
боты. Испытания лепесткового подшипника показали высокую
совместимость/пары трения сталь 45 (HRC 62) и молибден, ко-
155
торый использовался для лепестков (фольга 50—70 мкм). По-
пытка применить в качестве лепестков фольгу из стали
12Х18Н10Т окончилась заклиниванием вала и разрушением под-
шипника из-за низких антифрикционных свойств этой пары тре-
ния. Испытания показали, что следует подбирать материал ле-
пестков и ротора таким образом, чтобы при сухом трении в пу-
сковых и остановочных режимах обеспечивался невысокий ко-
эффициент трения, отсутствие
схватывания и допустимая
5 ьз 2 1
Рис. 78. Лепестковый радиальный
подшипник с пакетным вкладышем:
1 — корпус подшипника; 2—рабочий пакет
лепестков; 3— центрирующий пакет лепест-
ков; 4—прижимная планка; 5—виит;
6—шейка вала
температура в зоне трения.
Большой интерес для совре-
менного машиностроения пред-
ставляют опоры трения, вы-
полненные из титана. Однако
в литературе пока встречается
ограниченное число случаев их
успешного практического ис-
пользования. Это объясняется
склонностью титановых спла-
вов к схватыванию и задиру
при трении, к пластическому
деформированию и наклепу
поверхностного слоя, повы-
шенному износу и переносу
титана на поверхность тре-
ния контртела. Смазывание
жидкими смазочными мате-
риалами не улучшает «анти-
фрикционные свойства пары
трения, а твердые смазки пло-
хо удерживаются на поверхно-
сти трения из-за низкой адге-
антифрикционных свойств ти-
зии к титану. Для повышения
тана применяют упрочнение его поверхности путем насыщения
кислородом (оксидирование), азотом (азотирование), нане-
сения электролитических покрытий (хромирование, никелиро-
вание и др.), электролитического сульфидирования и обработки
давлением: обкатыванием и виброобкатыванием. Наиболее
технологичным и эффективным является способ термиче-
ского оксидирования, состоящий в нагреве в электрических
печах с доступом воздуха при температуре 700—800 °C. Резуль-
таты упрочнения титана различными способами химико-терми-
.ческой обработки даны в работе [34], а подробная технология
термического оксидирования в [83]. Авторы последней работы
рекомендуют материалы подшипников с валом из оксидирован-
ного титана и допускаемые параметры трения, полученные на
машинах трения МИ-1М, СМЦ-2 и Б-4. Наиболее употребитель-
ные из этих материалов приведены в табл. 41, откуда видно, что
156
высокими антифрикционными свойствами при трении по окси-
дированному титану обладают бронзы, особенно оловянистые,
металлокерамические материалы, углеграфиты, фторопластовые
композиции, текстолит. Работа при сухом трении штоков из
различных марок титана во втулках из сталей, латуней и бронз
в арматуре заканчивалась, как правило, образованием рисок
и значительным износом. Лучшие результаты получены с втул-
ками из капрона и текстолита. Испытания радиальных и осевых'
подшипников из графитофторопласта 7В-2Д с валом из оксиди-
рованного титана в воде повышенной температуры при скоро-
сти скольжения 14—28 м/с и давлении 3 кгс/см2 показали от-
сутствие износа за 8020 ч работы. Подшипники из углеграфита
2П-1000 за 2100 ч имели износ 0,024—0,08 м (радиальные) и
0,03—0,09 мм (осевые). Успешно прошли испытания грундбуксы
насоса из материала АМС-5 с плунжерами из оксидированного
титана.
Таблица 41. Допускаемые параметры трения в воде материалов
по оксидированному титану
Материал	Марка	Давление, кгс/см2	Скорость скольже- ния, м/с	Коэффициент трения
Бронза	БрОФ6,5-0,15	50—150	1,1	0,12—0,20
Стеллит	взк	400	0,2	0,1-0,39
Металлокерамическая	БрОГр10-6	150	1,1	0,11-0,14
бронза с графитом				
Металлокерамическая	—	350	0,02	0,08—0,26
бронза, пропитанная фто-				
ропластом				
. Металлокерамическая	•—	350	0,02	0,04-0,16
лёнта				
Углеграфит	2П-1000	5	12	0,07-0,1
Г рафитофторопласт	7В-2А	20	12	0,01-0,05
Текстолит	птк	50-100	1,1	0,06—0,15
Графитопласт	АТМ-2	25-50	1,1	0,1-0,2
Фторопласт	Ф-4	10-15	1,1	0,02—0,03
При граничном и полужидкостном смазывании нефтяным
смазочным материалом и другими подобными смазками для
вкладышей подшипников применяют серый литейный чугун
СЧ15-32, СЧ18-36 и др. по ГОСТ 1412—70, антифрикционный
чугун АЧС-1, АЧВ-1, АЧК-1 и др. по ГОСТ 1585—70, оловян-
ные бронзы БрОФЮ-1 по АМТУ 211—51, БрОЦСб-б-З,.
БрОЦС5-5-5, БрОЦСНЗ-7-5-1 по ГОСТ 613—65, алюминиевые
бронзы БрАЖ9-4 по ГОСТ 18175—72, БрАЖ9-4Л по ГОСТ
493—54, свинцовую бронзу БрСЗО по ГОСТ 493—54 для. за-
ливки стальных вкладышей и втулок, работающих при дав-
лениях до 150 кгс/см2, скоростях скольжения 4—т5 м/с при
температуре до 350 °C, а также латуни -ЛЖМц59-1-Г по
15Т
ГОСТ 15527-70, ЛАЖМц66-6-3-2 по ГОСТ 17711—72 и др, баб-
биты Б83, БН по ГОСТ 1320—74. Области применения подшип-
ников из этих материалов, их основные характеристики подроб-
но изложены в литературе [88], а допускаемый режим работы
в табл. 42, а также в справочнике [34]. Размеры гладких и
с буртиками металлических втулок подшипников скольжения
общего назначения установлены ГОСТ 1978—73.
Таблица 42. Допускаемые параметры трения для подшипниковых
металлических 'материалов при граничной смазке
Материал	Давление [р], кгс/смг	Скорость скольжения [о], м/с	Критерий теплостойкости [Р»1. кге-м/Ссм^с)
Чугун	40	1,5	40
Бронза оловянная:			
фосфористая	120	5,0	300
цинковистая	80	4,5	200
Баббит	20	3,5	60
В условиях граничного смазывания эффективно работают
хромовые покрытия, которые могут явиться заменителями де-
фицитных цветных сплавов. Хромовые покрытия подшипников
подробно исследовались Д. Н. Гаркуновым и А. А. Поляковым
в лабораторных и промышленных условиях [24]. Было установ-
лено, что антифрикционные свойства при трении по стали свя-
заны с видом хромового покрытия: гладкого, пористого или пят-
нистого. Подробно свойства хромовых покрытий, их износостой-
кость в зависимости от технологии нанесения, примеры приме-
нения даны в литературе [34]. Для покрытия шеек валов,
подшипников, осей и других деталей, особенно работающих в
условиях периодического смазывания или граничной смазки
маслом, применяют пористый с точечной пористостью хром,
обладающий большей грузоподъемностью в сравнении с глад-
ким хромом (давление 370 кгс/см2 вместо 70 кгс/см2 у гладкого
хрома), лучшей работоспособностью при давлениях более
Й) кгс/см2, чем у баббита при тех же условиях, и лучшей при-
рабатываемостью. Это объясняется тем, что в тяжелых усло-
виях работы пористость сохраняется, обеспечивается пластиче-
ская деформация хромового покрытия. Поры остаются резер-
вуарами смазки и продуктов износа в процессе приработки и
нормальной работы. Хромовое покрытие толщиной 0,1—0,15 мм
имеет более высокую прочность и износостойкость при нанесе-
нии на стальную поверхность твердостью HRC 38—42 без мед-
ного подслоя. Хромированные подшипники обеспечивают на-
дежную работу механизмов в жестких узлах, выполненных с вы-
сокой точностью и износостойкостью, способных противостоять
заеданию.
158
Рис. 79. Пакетный подшипник
скольжения:
1—литой алюминиевый корпус;
2—стальная пластина; 3—медная пла-
стина; 4— вал
Высокой износостойкостью отличаются пакетные подшип-
ники (рис. 79), разработанные В. Д. Евдокимовым взамен брон-
зовых [31]. Эти подшипники состоят из чередующихся пооче-
редно стальных и медных пластинок толщиной по 0,5 мм. Пакет '
таких пластин в стальной литейной форме помещают под пресс
с усилием 400—500 кгс и заливают расплавленным алюминием.
Заготовки, представляющие собой комбинацию стали и меди,
подвергают механической обработке с целью получения втулки
или вкладыша подшипника скольжения. В пакетном подшип-
нике стальные участки трущейся
поверхности обеспечивают повы-
шенную грузоподъемность, а
медные являются источниками
реализации избирательного пере-
носа при трении, создания ин-
тенсивного теплоотвода и допол-
нительного смазывания. Износо-
стойкость пакетных подшипни-
ков, как показали исследования,
оказалась почти на порядок вы*
ше износостойкости бронзовых
подшипников.
Особые требования предъяв-
ляются к материалам подшипни-
ков, работающим в условиях высоких температур. При воздей-
ствии высокой температуры материал подшипника должен быть
износостойким, жаропрочным, коррозионно-стойким. Исследова-
ниями изнашивания материалов при высоких температурах,
проведенными Л. А, Чатыняном, установлено, что износостой-
кость чистых металлов (меди, хрома, железа, никеля, титана,
кобальта), двойных сплавов (однофазных и двухфазных), кон-
струкционных сталей (Р18, Р9, ШХ15 и др.) определяется спо-
собностью образовывать при температурах 500—700 °C на по-
верхности трения окисную пленку, служащую твердой смазкой.
Все испытанные стали значительно меньше изнашивались под
действием высоких температур. При температурах до 300—•
400 °C окисная пленка не образовывалась и стали изнашивались
значительно быстрее. В работе [48], приводятся данные о поло-
жительном влиянии высокой температуры на износостойкость
жаропрочной никелевой стали твердостью НВ 280—310. Износ
и коэффициент трения исследованных никелевых сталей при
давлении 3,5 кгс/см2 и скорости скольжения 6 м/с, характер из-
менения которых показан на рис. 80, заметно снижаются при
повышении температуры до 500 °C. Это объясняется тем, что на
поверхности трения образуется пленка окислов NiO и СгД
твердостью НВ 800, значительно более твердая, чем сталь.
Под действием агрессивных сред на трущихся поверхносФях
также образуются пленки окислов. Если эти пленки прочно
159
связаны с металлом, то они играют положительную роль в по-
вышении износостойкости трущихся пар при сухом трении. На-
личие этих пленок значительно задерживает процесс схваты-
вания трущихся поверхностей. К металлическим материалам,
используемым для подшипников в агрессивных средах, отно-
сятся коррозионно-стойкие чугуны ЧНХТ, ЧН1МШ и др. по
ГОСТ 11849—66, предназначенные для повышенных температур
и газовых сред, щелочестойкие чугуны СЧЩ1 и СЧЩ2
(ОСТ 43—108), стойкие в расплавленных щелочах натрия, ка-
лия и их водных растворах, высококремнистый чугун (ферроси-
лид) ЧС15 и ЧС17 (ГОСТ 11849—76), стойкий в кислотах и дру-,
гих агрессивных средах, кремнемолибденовый чугун (анти-
хлор) ЧС15М4, никельмедистый чугун (нирезист) ЧН15Д7Х2
Рис. 80.-Зависимость износа Д (а) и коэффициента
трения f (б) сплава на никелевой основе при тре-
нии по диску'из сплава ЭИ347 от температуры t
(ГОСТ 11849—76) и высокохромистые чугуны ИЧХ15МЗ и
ЙЧХ28Н2 по ТУ 48-22-11—75 и РТМ28—61. Ферросилид и высо-
кохромистые чугуны в отливках обладают высокой твердостью
(НВ 450—600) и коррозионной стойкостью, что позволяет ис-
пользовать их в подшипниках, подвергающихся интенсивному
абразивному изнашиванию в агрессивных средах. В связи с вы-
сокой твердостью механическая обработка этих чугунов затруд-
нена и производится преимущественно шлифованием. Для под-
шипниковых втулок и защитны^ втулок вала в агрессивных
средах применяют также никелевые сплавы (хостеллои), в том
числе никелевые сплавы по ГОСТ 5632—72, а также кобальтовые
сплавы (стеллиты), получаемые как литьем, так и наплавкой на
нержавеющие стали.
Подшипники из литого стеллита ВЗК были испытаны в гер-
метичном электронасосе со смазыванием 25%-ной при 45—55°C
и 62 %-ной при 85—92 °C азотной кислотой, содержащей твер-
дые кристаллические частицы. Насос во время испытаний про-
работал более 350 ч с частотой вращения вала 3Q00 об/мин.
После ревизии на рабочих поверхностях стеллитовых втулок
были обнаружены глубокие риски и следы схватывания от воз-
действия твердых частиц. Однако в целом втулки оказались
160
пригодны к дальнейшей эксплуатации. Несмотря на это был
сделан вывод о том, что нецелесообразно использовать пару
трения стеллит — стеллит в условиях воздействия абразивных
частиц. Со смазыванием водой подшипники, трущиеся поверх-
ности которых наплавлены стеллитом ВЗК, в настоящее время
широко применяются в насосах атомных реакторов АЭС и су-
довых установок, которые перекачивают чистую воду с высокой
наведенной радиоактивностью. Стеллиты обладают высокой из-
носостойкостью и коррозионно стойки в химически агрессивных
средах, что позволяет считать их лучшими материалами (после
азотированных и хромированных) в ряду по сопротивлению из-
носу. Износостойкость подшипников из стеллита зависит от
способа их изготовления, определяющего структуру материала.
Автором исследовалось влияние структур кобальтовых сплавов,
получаемых различными технологическими методами, на их ан-
тифрикционные свойства и износостойкость [13].
Исследования проводили на образцах, изготовленных из
стеллита ВЗК путем наплавок литыми и трубчатыми электро-
дами, а также литьем в кокиль, в землю и центробежной залив-
кой внутренней поверхности цилиндрической заготовки.
Наплавку литыми электродами ЦН-2 (наплавочный мате-
риал Пр-ВЗК по ГОСТ 21449—75) производили на сталь
12Х18Н10Т с предварительным подогревом до 750—800 °C в
три — пять слоев с высотой наплавленного металла не менее
5 мм и последующей термообработкой (850—870°C). Трубча-
тые электроды (порошковая проволока) представляли собой
трубку из кобальта, заполненную порошкообразными ферро-
сплавами и шлакообразующими веществами. Процесс наплавки
был автоматизирован в отличие от ручной наплавки литыми
электродами ЦН-2. Литье стеллита ВЗК производили в землю,
представляющую собой смесь на жидком стекле, а также в тол-
стостенную металлическую форму, подогретую до 60 °C. Цен-
тробежная заливка производилась на центробежной машине на
слой стали 12Х18Н10Т.
Износ и коэффициент трения стеллита определяли на ре-
конструированной машине трения МИ-1М при скорости сколь-
жения 1 м/с и смазке дистиллированной водой. ТреНие осуще-
ствлялось по схеме Амслера на образцах из одноименного ма-
териала. Антифрикционные характеристики пар трения полу-
чали после приработки при ступенчатом увеличении нагрузки.
Сравнительные испытания по износостойкости проводили при
постоянной нагрузке в течение 5 ч, что соответствует 16 000—
18 000 м пути трения.
Результаты испытаний исследованных пар трения приведены
в табл. 43, откуда следует, что наименьший коэффициент тре-
ния (/ = 0,06 4-0,1) имеют образцы, полученные литьем й ме-
таллическую форму и наплавленные электродом ЦН-2. Износ
у этих образцов при давлении до 10—12 кгс/см2 также мал. Ми-
6 Зак. 116	161
нимальпый износ наблюдался у образцов, полученных центров
бежной заливкой, а максимальный — у наплавленных порошка*
вой проволокой (рис. 81). Из анализа антифрикционных свойств
Рис. 81. Изменение скорости изнашивания пар трения стеллита ВЗК
в зависимости от технологии его получения:
1 — наплавкой порошковой проволокой; 2—наплавкой электродом ЦН-2; 3—литьем
в землю; 4— литьем в металлическую форму; 5—центробежной заливкой
при тождественных структурах их износостойкость и коэффи-
циенты трения примерно одинаковы. Практически это показы-
вает преимущество наплавки электродами ЦН-2 как более про-
грессивного технологического процесса при равноценной износо-
стойкости по сравнению с литым стеллитом.
Таблица 43. Коэффициент трения, интенсивность изнашивания
и допускаемое давление одноименной пары трения из стеллита ВЗК
Способ получения образцов из стеллита	Содер- жание эвтектики в струк- туре сплава, %	Твер- дость HRC	Коэффи- циент трення f	Интен- сивность изнаши- вания г/смэ	Допу- скаемое давление [рГ. , . кгс/см’
Литье в землю	50	28-35	0,3	5,0	7,0
Лнтье в металлическую форму	50	40	0,1	2,0	12,0
• Центробежная заливка	30	31	0,36	0,8	15—20
. Наплавка электродом ЦН-2	50	45	0,06	1,96	10,0
Наплавка порошковой проволокой	90	43	0,5	10,0	3-3,5
162
Установлено, что формирование структуры стеллита с вы-
соким содержанием твердой эвтектики (до 90%), не закреплен-
ной в мягкой пластичной
основе, приводит к зна-
чительному износу и по-
вышению коэффициента
трения. Наоборот, при
меньшем содержании эв-
тектики (не более 30%)
в стеллите, например по-
лученном центробежной
заливкой, износостой-
кость наиболее высокая
из исследованных образ-
цов. Приведенные дан-
ные показывают, что ин-
тенсивность изнашивания
стеллитовых сплавов сни-
жается по мере уменьше-
ния эвтектики в струк-
туре сплава. Кроме того,
на величину износа ока-
зывает влияние размер
пластин эвтектики и зерен
твердого раствора. Полу-
ченная литьем в землю
крупнопластинчатая эв-
тектика сплава больше
подвергается изнашива-
нию, так как при трении
крупные пластины эвтек-
тики легче дробятся и вы-
крашиваются из мягкой
пластичной основы твер-
дого раствора.
Таким образом, ре-
зультаты проведенного
исследования показали,
что наилучшей микро-
структурой для анти-
фрикционных износостой-
Рис. 82. Микрофотография структуры спла-
ва Х32Н8АМ2 (ХЮ00)> полученного наплав-
кой металлокерамической лентой (а) и про-
волочным электродом (б)
ких стеллитовых сплавов
являются микроструктура
с равномерным распреде-
лением мелкопластинча-
той или мелкозернистой
эвтектики с размером зерен до 0,1—0,2 мм и содержанием не
выше 30—50% в мягкой основе твердого раствора.
6*
1G3
Ниже приведена конструкция машины, в частности червяч-
ного пресса для отжима влаги из крошки каучука, в которой
удалось благодаря установке дополнительного подшипника из
стеллита ВЗК, смазываемого перерабатываемым полимером,
повысить износостойкость рабочих органов в 2,5—4 раза и до-
вести средний ресурс пресса до капитального ремонта до
16 000 ч.
В червячных прессах для удаления влаги из каучука сво-
бодный конец вала у выгрузного устройства опирался на кор-
пус за счет отжатия перерабатываемым продуктом. Такая кон-
струкция пресса имела существенные недостатки, заключаю-
щиеся в том, что в процессе работы фильтрующие пластины
фильтра-корпуса и контактирующие с ними витки червячных
втулок быстро изнашивались, так как вал неравномерно отжи-
мался от корпуса продуктом, и в местах контакта возникали
значительные нагрузки. С увеличением износа контактирующих
поверхностей увеличивался зазор между валом и корпусом и
падала производительность пресса. Снижение и практическое
устранение износа фильтрующих пластин корпуса и червячных
втулок вала было достигнуто тем, что свободный конец вала
установили на встроенный в фильеру подшипник. Конструкция
червячного вала, имеющего две опоры (выносную и встроен-
ную), позволяет выдерживать постоянный заданный зазор ме-
жду фильтрующими пластинами корпуса и витками червячных
втулок вала, предотвратить их касание и, таким образом, почти
полностью устранить износ.
Червячный пресс (рис. 83) * -состоит из разъемного фильтр-
корпуса, образованного наборными прямоугольными фильтрую-
щими пластинами, которые опираются на бугели, стягиваемые
по вертикальному разъему болтами, вала, с отдельными червяч-
ными втулками, выгрузного приспособления с установкой в нем
опоры — подшипника. Вал имеет еще один выносной подшип-
никовый узел, расположенный вблизи загрузочной воронки. Ме-
жду фильтрующими пластинами на бугелях установлены про-
кладки, образующие щели для удаления влаги.
При вращении вала происходит уплотнение, перемешивание
и перемещение суспензии каучука от загрузочной воронки к вы-
грузному приспособлению с одновременным отжатием влаги и
отводом ее через щели между фильтрующими пластинами. Чер-
вячные втулки в процессе работы не контактируют с фильтрую-
щими пластинами, так как вал опирается на две опоры и этим
обеспечивается гарантированный зазор между ними. Подшип-
ник смазывается перерабатываемым полимером посредством
нагнетания его рабочими витками червяка в зазор между
подшипником и валом. Это устраняет загрязнение полимера
* Авт. свид. Xs 443779.
164
”4!
а>
3
3
3
ф
св
а
3
со
се
3
X
X
ф
8
W
з
о
№
X
X
с
X
3
В
8
а ч
Я —
Зз
2й
л »
|§
?|
3
о
ч
СО
X
3
S
3
з
х
5
а
з
3
3
ф
се
х
3
я я
. . ХО
«’я
д <х
я
00
X
s
S я
в
а)
Du ci
3 « W
S*o
«
к
S

» к
к 3
и Н
о 5
ч о
хОМЭ
а
5 я
О О
3 3
а и
I я
4S
165
минеральной смазкой и, следовательно, гарантирует сохранение
высокого качества перерабатываемого материала.
Для увеличения срока службы второй опоры вала — подшип-
ника, последний выполнен в виде втулки, длина I которой со-
ставляет (1,5 4-2,5)d вала, причем втулка установлена по от-
ношению к валу с зазором 0,02—0,03 от его диаметра, что обес-
печивает проход перерабатываемого полимера через этот зазор
и смазку подшипника.
В червячных прессах производительностью 4 т/ч линий сушки
и выделения синтетического каучука установлены подшипники
скольжения, вкладыши и втулки вала которых изготовлены из
литого стеллита ВЗК с диаметром сопряжения 90 мм. Частота
вращения вала 112 об/мин, среда (суспензия синтетического кау-
чука) агрессивная при температуре до 80 °C, срок службы под-
шипников составляет более 5000 ч.
Стеллит как материал для подшипников имеет недостатки,
к которым относится высокая склонность к образованию горя-
чих и холодных трещин при наплавке из-за содержания угле-
рода до 1,5%, дефицитность и высокая стоимость кобальта, со-
держащегося до 65% в сплаве. Поэтому была проведена работа
с целью экономии дефицитного кобальта по изысканию мате-
риала, способного заменить стеллит в паре трения, а также
имеющего коррозионную стойкость в суспензиях синтетических
каучуков и в других агрессивных средах не ниже, чем балл 4
(ГОСТ 13819—68) и простую технологию изготовления наплав-
ленных деталей, в том числе втулок подшипников скольжения.
Автором с сотрудниками был предложен взамен стеллита сплав
Х32Н8АМ2 для пары трения стеллит (вал)—сплав Х32Н8АМ2
(втулка). Бескобальтовый сплав Х32Н8АМ2, наплавляемый
электродами УОНИ 13/Н1-БК, успешно использовался ранее
для упрочнения изнашиваемых поверхностей химической арма-
туры [34]. Лабораторные испытания по подбору материалов пар
трения проводили на машине трения МИ-1М при давлении
10 кгс/см2, скорости скольжения 1 м/с и смазке дистиллирован-
ной водой. Испытания показали, что коэффициент трения пары
стеллит ВЗК — сплав Х32Н8АМ2 не превышает его значения
для принятого в производстве червячных машин для сушки и
отжима синтетического каучука сочетания стеллит — стеллит,
а износ меньше в два-четыре раза (табл. 44). Для сравнения
в этой же таблице приведены показатели антифрикционных
свойств пар трения азотированная сталь 38Х2МЮА — азотиро-
ванная сталь 38Х2МЮА и сталь 30X13 —сталь 12Х18Н10Т, вы-
явленные в одинаковых условиях испытаний, которые хорошо
согласуются с показателями, полученными при практическом
использовании этих пар трения в червячных машинах, работаю-
щих в химической промышленности. Положительные резуль-
таты лабораторных испытаний позволили рекомендовать пару
166
трения сталлит ВЗК — сплав Х32Н8АМ2 для промышленных
испытаний в рабочих органах червячных машин *,
Таблица 44. Антифрикционные свойства пар трения
Материал		Коэффи- циент трения	Допу- скаемое давление, кгс/см2	Скорость изнашивания, мг/(см2-ч)	
вала	втулки			вала	втулки
Стеллит (HRC 40-41)	Стеллит (НВ 100)	0,3	7	28,0	30,0
Стеллит ВЗК (HRC 45)	Сплав Х32Н8АМ2 (HRC 45-50)	0,27	15	11,4	4,0
Азотированная сталь 38Х2МЮА (HRC 69-70)	Азотированная сталь 38Х2МЮА (HRC 65-70)	0,02	10	0,39	1,6
Сталь 30X13 (HRC 32)	Сталь 12Х18Н10Т (HRB 75-77)	0,72	2	0,32	174,0
Втулки корпуса сушильных червячных машин должны иметь
высокую точность изготовления (3-й класс и шероховатость
7—8-го класса), твердость, износостойкость и коррозионную
стойкость в суспензии каучука при высокой температуре.
По ранее принятой технологии они изготавливались из ко-
бальтового сплава (стеллита) литьем в землю. Недостатком
этого способа изготовления является большая трудоемкость, вы-
сокая стоимость и дефицитность кобальтового сплава (стел-
лита), а также низкое качество литья из-за плохих литейных
свойств стеллита. Срок службы этих деталей, изготовленных
литьем в землю, составлял не более 4000—5000 ч, что вызывало
необходимость частой замены и значительную потребность в за-
пасных частях из-за износа при эксплуатации. Сплав Х32Н8АМ2
наносили на внутреннюю поверхность заготовки (размер втулки
253 X 282 X 354 мм) электродуговой наплавкой электродами
УОНИ 13/Н1-БК на сталь 12Х18Н10Т без предварительного по-
догрева. Твердость наплавленного металла после 'наплавки со-
ставляла HRC 25—29, а после термообработки HRC 45—50.
Сплав коррозионно стоек в азотной, фосфорной, уксусной
и других кислотах. В суспензиях синтетического каучука его
коррозионная стойкость выше, чем у стеллита ВЗК.
Применение бескобальтового сплава Х32Н8АМ2 позволило
повысить износостойкость втулок в четыре раза и срок службы
до 15 000—16 000 ч, отказаться от остродефицитного кобальто-
вого сплава (экономия до 1000 кг на машину) и заменить тех-
нологический процесс литья в землю электродуговой наплавкой,
-* Авт. св ид, № 401529,
167
что таким образом снизило трудоемкость изготовления. Стои-
мость применяемого наплавочного материала примерно в пять
раз ниже стоимости кобальтового сплава (стеллита).
Однако значительный объем наплавочных работ при исполь-
зовании проволочных электродов УОНИ 13/Н1-БК Для наплав-
ки, особенно при изготовлении крупногабаритных втулок чер-
вячных машин, является недостатком этого способа. Замена
проволочных электродов ленточными шириной до 100 мм позво-
ляет увеличить производительность труда в 10—15 раз, повы-
сить качество наплавленного металла. Производительность при
наплавке металлокерамической ленты примерно на 25—30%'
выше, чем при наплавке холоднокатаной ленты того же состава.
В табл. 45 приведен химический состав наплавленного металла
электрода, металлокерамической сварочной ленты, освоенной
промышленностью цТУ ОГС 2-58—72), и стеллита ВЗК, приня-
тых для изготовления опытных образцов.
Исследования антифрикционных свойств и изнашивания пар
трения проводились на реконструированной машине трения
МИ-1М при скорости скольжения 0,7 м/с и смазке дистиллиро-
ванной водой. Трение образцов осуществлялось по схеме Амс-
лера: вращающийся ролик диаметром 40 мм, шириной 10 мм
с наплавленной наружной поверхностью по неподвижному об-
разцу— плоской колодочке размерами 10X10X23 мм. На-
плавка производилась на сталь 12Х18Н10Т несколькими слоями.
Образец термообрабатывался, а наплавленный металл шлифо-
вался до толщины 5—7 мм. Перед испытаниями образцы при-
рабатывались для образования лунки контакта на плоской ко-
лодочке площадью более 0,2 см2 под нагрузкой 1,5 кгс. Зависи-
мость интенсивности изнашивания Iq и коэффициента трения от
давления р испытуемых пар трения получали при ступенчатом
увеличении нагрузки-до предельного его значения (критической
точки), где наблюдалось резкое возрастание износа и коэффи-
циента трения (зона пластических деформаций). В этом случае
испытания при постоянной нагрузке продолжали в течение 1 ч
до стабильного значения момента трения, производя замеры
через каждые 10 мин. После этих испытаний, используя получен-
ную лунку на плоском образце, по схеме ролик — вкладыш при
постоянном давлении 10 кгс/см2 производились сравнительны^
испытания образцов в течение 5 ч. Результаты изнашивания ис-
следованных пар трения даны на рис. 84 и 85. Из рисунков
видно, что более высокие антифрикционные свойства и износо-
стойкость (в 2—10 раз) имеют пары трения стеллит — сталь
(кривые 4, 5, 6) в сравнении с парами сталь — сталь (кривые 1,
2, 3). При этом коэффициент трения составляет 0,1—0,25 вме-
сто 0,3—0,6.
Сравнительные испытания пар трения, выполненных из спла-
ва марки Х32Н8АМ2, наплавленного материалом электрода
УОНИ 13/Н1-БК (кривая 4), или металлокерамической ленты
168
Таблица 45. Химический состав наплавленного металла
169
(кривая 5), показали более высокую износостойкость (в 2,5 .раза
выше) у сплава, полученного наплавкой ленты при одинаковом
химическом составе. Износостойкость сплава, наплавленного
материалом металлокерамической ленты, можно объяснить луч-
шей структурой наплавленного металла, в которой содержится
больше твердой о-фазы и меньше аустенита, являющегося при-
чиной схватывания и повышенного износа (см. рис. 82).
Высокие характеристики износостойкости показали также
пары трения, обозначенные кривыми 2 и 6. Проведенные испы-
Рис. 85. Зависимость интенсивности
изнашивания неподвижного образца
от давления р пары трения (расши-
фровка кривых та же, что на рис. 84)
Рис. 84. Зависимость коэффициента
трения f от давления р пары трения:
1—сталь X32H8C2 (наплавка электродом
УОНИ 13/Н2) —сталь Х32Н8АМ2 (наплавка
электродом УОНИ 13/Н1-БК); 2— сталь
Х32Н8С2—сталь X32H8AM2 (наплавка ме-
таллокерамической лентой); 3—сталь
Х32Н8С2—сталь Х32Н8С2; 4—стеллит ВЗК
(наплавка электродом ЦН-2) —сталь
Х32Н8АМ2 (наплавка электродом УОНИ
13/Н1-БК); 5—стеллит ВЗК*-сталь Х32Н8АМ2
(наплавка металлокерамической лентой);
6—стеллит ВЗК—сталь Х32Н8С2
тания выявили работоспособность сплава Х32Н8С2 в паре как
со стеллитом ВЗК, так и со сплавом Х32Н8АМ2. Эти пары тре-
ния перспективны в связи с тем, что процессу наплавки стел-
лита ВЗК свойствен ряд недостатков, таких как высокая стои-
мость наплавочных материалов и необходимость предваритель-
ного подогрева деталей до 600—800 °C при выполнении на-
плавки.
Вследствие того, что наплавка металлокерамической ленты
ЛМ-Х32Н8АМ2 оказалась износостойкой и производительной,
она была рекомендована для втулок размером 383 X 353 X
X 490 мм червячной машины производительностью 8 т/ч техно-
логической линии сушки и выделения синтетического каучука.
Наплавка производилась под слоем флюса на заготовки из
стали 12Х18НЮТ наплавочной головкой А-384 МК с приставкой
170
для подачи электродной ленты и удлиненным мундштуком,
обеспечивающим наплавку на вею длину втулки. После на-
плавки втулки подвергались термообработке, которая обеспечи-
вала твердость наплавленного металла HRC 50—58, обраба-
тывались и шлифовались. Экономический эффект внедрения та-
ких втулок достигается за счет снижения стоимости материала
Рис. 86. Сферическая опора вала:
/ — корпус подшипника с фланцем (сталь 14Х17Н2Л); 2— сфера 0 250 (сталь
14Х17Н2); 3 — сферическая крышка (сталь 14Х17Н2Л); 4 — втулка подшипника
(бронза БрАЖ9-4); 5—втулка вала (сталь 12Х18Н10Т)
и упрощения технологии изготовления, а также сокращения
простоев оборудования и затрат на ремонты при повышении
износостойкости.
Для втулок подшипников, работающих в агрессивных сре-
дах, большое распространение получили алюминиевые бронзы
БрАЖ9-4, БрАЖН 10-4-4 и БрАЖМц10-3-1, которые в ряде слу-
чаев являются заменителями оловянных бронз. Они имеют вы-
сокую коррозионную стойкость в атмосферных условиях, мор-
ской воде, большинстве органических кислот, растворах серно-
кислых солей, едких щелочей и других средах, кроме концен-
трированных кислот. На рис. 86 показана нижняя опора вала
171
конструкции Гипромедпрома для аппарата с перемешивающим
устройством. В опоре втулка подшипника, выполненная из
бронзы БрАЖ9-4, работает с валом из стали 12Х18Н10Т в воде
с добавками органических кислот. С целью самоустановки вала
в процессе работы без схватывания и задиров сферы она вьь
полнена с твердостью HRC 43, а крышка сферическая с HRC36.
Рис. 87. Нижний концевой подшипник вертикального вала ферментера:
1 — втулка вала; 2— втулка подшипника; а—сфера; 4—верхняя крышка; 5 —стойка
корпуса; 6~нижняя крышка; 7—фланец; в—выгрузное устройство
Угловое перемещение сферы вместе с концом вала частично
ограничено фиксирующим винтом, однако она может совершать
колебательные движения, разгружая пару трения. Стойка опоры
имеет окна для выгрузки полученного продукта.
Технологичная опора такого же типа Дзержинского завода
химического машиностроения, предназначенная для ферменте-
ров микробиологического синтеза, показана на рис. 87. В этой
опоре верхняя и нижняя крышки выполнены с коническими
расточками (вместо сферических) и изготовлены из неупроч-
172
ненной аустенитной стали 12Х18Н10Т. Касание этих деталей св
сферой осуществляется по окружностям. Этого оказывается до-
статочным для правильной установки вала в опоре при мои-
таже, после чего сфера в этом положении зажимается в крыш-
ках неподвижно и не имеет возможности перемещения при ра-
Рис. 88. Промыватель суспензии полиэтилена с нижней опорой вала:
/ — стойка; 2— крышка; 3—шпилька; 4 — бронзовая .втулка; 5—стопорный винт;
6—сфера; 7—тяга; 8—циркуляционная труба; 9—корпус; 10—мешалка; 11 — гайка;
12— выгрузное устройство
боте перемешивающего устройства. Такая конструкция предот-
вращает схватывание и заедание сферы во время работы и на-
грев подшипника от трения сферы в корпусе. Недостатком опоры
является возможность появления дополнительной нагрузки на
пару трения при работе и вибраций, которые могут переда-
ваться на корпус ферментера.	•<7 :
Бронзовые подшипники скольжения надежны в рЬ’бЭД’ё СО
смазыванием маловязкими агрессивными средами при" невысо-
ких скоростях скольжения и нагрузках. На рис. 88п0КЙзан Про-
173
мыватель объемом 40 м3 суспензии полиэтилена низкого давле-
ния с остатками катализаторного комплекса в бензине. Верти-
кальный вал промывателя длиной 7220 мм установлен в верх-
ней комбинированной опоре, состоящей из радиального сфери-
ческого двухрядного роликоподшипника 3616 и шарикового
упорного подшипника 8320, вынесенных на корпус аппарата, и
нижней опоре скольжения, помещенной внутрь аппарата и вклю-
чающей втулку из бронзы БрОФЮ-1 и сферический конец вала
из стали 30X13. Вал вращается с частотой 270 об/мин с диа-
метральным зазором в нижней опоре 0,6—1,0 мм и имеет воз-
можность самоустановки в опорах в процессе работы. С целью
центровки бронзовая втулка при монтаже устанавливается по
валу, и стойка, в которой она закреплена, штифтуется в кор-
пусе аппарата. Равномерный радиальный зазор а мешалки
в трубе обеспечивается с помощью изменения длины тяг после
установки стойки. Для предотвращения забивки нижней опоры
крошкой полимера и заклинивания вала на ходу в стойке пред-
усмотрены сквозные окна и крышка, позволяющие производить
очистку от крошки полимера. Нижняя опора промывателя вы-
полнена на Грозненском химическом заводе им. 50-летия СССР,
и ее эксплуатационная проверка показала высокую надежность
и долговечность (до года работы без останова аппарата),
13.	САМОСМАЗЫВАЮЩИЕСЯ ПОДШИПНИКИ
ИЗ ПРЕССОВАННОЙ ДРЕВЕСИНЫ
Стремление снизить стоимость подшипников, работающих
без смазки в неответственных узлах трения, использовать мало-
дефицитные и дешевые материалы, а иногда и повысить надеж-
ность опор в запыленной среде, пресной и морской воде и дру-
гих слабоагрессивных средах привело к созданию самосмазы-
вающихся подшипников из прессованной древесины. Прессован-
ная древесина (ДП), получаемая без применения синтетических
смол, имеет способность самосмазывания благодаря тому, что
в ее естественную капиллярно-пористую структуру вводится
смазывающее вещество, чаще всего минеральное масло. В отли-
чие от прессованной древесины древесные слоистые пластики
(ДСП), получаемые из отходов обработки древесины и синтети-
ческих смол (ГОСТ 13913—68, ГОСТ 20966—75), не обладают
необходимыми антифрикционными свойствами и износостой-
костью и не используются для изготовления подшипников сухого
трения. Для пропитки прессованной древесины (ДП) применяют
масла индустриальное 45, автол, МС-20 и др. Для подшипников
используется прессованная древесина по ГОСТ 9629—75, полу-
чаемая прессованием натуральной предварительно пропаренной
или нагретой древесины с последующей ее сушкой или тепловой
обработкой. Марки, сортамент и область применения для под-
шипников прессованной древесины приведены в табл. 46.
174
Таблица 46. Заготовки из прессованной древесины (ДП)
для подшипников
Марка	Наименование, характеристика и способ получения древесины	Область применения	Размеры заготовок, мм		
			длина	наружный диаметр	внутрен- ний диаметр
ДПО-Пз	Прессованная в виде цельных и	клееных (ДПО-Пкл) брус- ков и плит, по- лученная путем поперечного одно- осного (ДПО-Пз) и двухосного (ДПД-П) прес- сования предва- рительно пропа- ренной натураль- ной древесины с последующей ее сушкой	Для сборных подшипников крупных раз- меров прокат- ных станов, шаровых мельниц и др.	Брусок (150—500) X (40-160) X X (5-30) (800-1000) X (40-160) X X (40-60)		
дпд-п			Брусок (400-800) X (30-60) X X (30-50) (1000—2000) X (30—60) х X (30-50)		
ДПО-Пкл			Брусок (150-2500) X (40-1000) X X (30—150)		
дпк-п	Прессованная в виде сплошных и полых цилинд- ров, полученная путем контурного прессования про- давливанием че- рез конус (с прес- сованием изнутри для полых ци- линдров) пред- варительно про- паренной нату- ральной древе- сины с после- дующей сушкой	Для подшип- ников, рабо- тающих при спокойных и ударных нагрузках в сухой и сильно запыленной средах	100-200	‘ 20—150	—
дпк-пи			100—250	30—150	10—200
ДПР-Н	Прессованная в виде сплошных и полых цилинд- ров, полученная путем радиаль- ного прессования обжимом (на ме- таллическом стержне	для полых цилинд- ров) предвари- тельно нагретой натуральной дре- весины с после- дующей ее теп- ловой обработ- кой	, Для подшип- ников, рабо- ‘ тающих при спокойных : и ударных нагрузках в сухой и сильно запыленной средах	200-750	50-150 100—200	
ДПР-НИ'			200—750	40—260	5-200
175
Продолжение табл. 46
Марка	Наименование, характеристика и способ получения древесины	Область применения	Размеры заготовок, мм		
			длина	наружный диаметр	внутрен- ний диаметр
дпг-пт	Прессованная в виде втулок и вкладышей, полученная пу- тем торцового гнутья и осевого прессования пред- варительно про- паренных пла- стин натураль- ной древесины с последующей сушкой	Для подшип- ников, рабо- тающих при спокойных нагрузках и во влажных средах, в том числе в воде	70—200	40—200	20—180
ДПГ-ППр	Прессованная в виде втулок и вкладышей, полученных пу- тем продольного гнутья и попе- речного прессо- вания предва- рительно пропа- ренных пластин натуральной древесины с по- следующей ее сушкой	Для подшип- ников сред- них и круп- ных размеров, работающих при ударных нагрузках	40—200	60-450	50—400
Пропитанную древесину по методу проф. П. Н. Хухрянского
(ГОСТ 9629—75) наполняют путем естественной свободной про-
питки маслом с температурой до 50 °C после прессования и суш-
ки или после механической обработки. По методу Лесотехниче-
ской академии им. С. М. Кирова древесину сначала термо-
.обрабатывают в масле с температурой 105—120 °C, а затем
-прессуют. Существует также метод принудительной пропитки
прессованной древесины в вакууме при нормальной температуре.
Втулки подшипников изготавливаются радиальным прессо-
ванием (обжимом), торцовым и продольным гнутьем. Одноос-
ным и двухосным прессованием получают прессованную древе-
сину в виде брусков и досок, из которых изготавливают набор-
ные вкладыши или подпятники. Прессование производится в
специальных пресс-формах после нагревания в масле при дав-
лении 120—130 кгс/см2, торцовое гнутье с последующим осевым
прессованием — при давлении .50—60 кгс/см2.
Эксплуатационные результаты показывают, что долговеч-
ность подшипников из ДП, подвергнутых термообработке мас-
176
лом перед прессованием при температуре 105—120°C, несколько
ниже, чем при естественной или вакуумной пропитке за счет
нагревания масла до высокой температуры, которая ведет к его
окислению и преждевременному коксованию. Втулки, прошед-
шие термообработку, работали в среднем 3000—3200 ч, а втулки,
подвергнутые пропитке другими способами, — 4000 ч.
Эффект самбсмазываемости пропитанных маслом втулок из
ДП проявляется при работе трущейся пары стальной вал —
втулка ДП, когда температура в зоне трения повышается и
масло ничтожными долями поступает из капиллярной системы
втулки в зону трения вследствие его вытеснения из пор мате’
риала. Масло вытесняется направленно в сторону вала из-за
увеличения разности объемного расширения масла и древесины
с повышением температуры и уменьшением вязкости масла
в зоне трения.
Некоторые физико-механические свойства конструкционных
материалов из древесины без связующих смол приведены
в табл. 47.
Таблица 47. Физико-механические свойства прессованной древесины
Свойства	Береза натуральная	Древесина прессованная		
		по методу проф. П. Н. Хух- рянского (ГОСТ 9629—75)	по методу ЛТД Им. С. М. Ки- рова	по методу ЦНИЛХИ
Плотность, г/см3 Влажность, % Предел прочности при сжатии, кгс/см2: вдоль волокон поперек волокон Предел прочности при изгибе в направ- лении, кгс/см2: радиальном тангенциальном Ударная вязкость в	направлении, кгс • см/см2: радиальном тангенциальном Твердость по Бри- нелю, кгс/мм2: на торце поперек волокон * Данные для бакаут	0,64-0,65 (1,28)* 15 447—527 (400—600) ♦ 63—70 1350 917—997 38 36 3,9 (12—28) ♦ 2,7 а.	1,2—1,35 4—9 1200—1450 450-600 1500 55-95 10—15 8-10	1,4—1,2 2-4 1150 220-620 1350, 2000 43 94 8—12 6-8	1,35-1,38 7-11 1390-1800 500—700 2000—2800 60-65 20-25 14—18
177
Исследованиями, проведенными в ЛТА им. С. М. Кирова,
установлено,, что коэффициент трения прессованной самосмазы»
вающейся древесины по стали изменяется в пределах 0,003-=»
0,09, уменьшаясь с увеличением давления. Температура под*
шипников не должна превышать 90 °C, так как при более вы*
сокой температуре возможно обугливание поверхности трений,
окисление и коксование впитанного масла. Его количество
должно составлять не менее 15—20% массы сухой втулки. Пре*
делы применимости втулок из ДП ограничиваются скоростями
скольжения [сг] = 3-4-4 м/с, давлениями [р] = 40 — 60 кгс/см2
и [ро] sC 18-4-20 кгс-м/(см2-с).
Однако! при предельных значениях режимов трения количе-
ство масла, содержащееся во втулке, быстро уменьшается, если
не предусмотрены мероприятия по повторной периодической
пропитке. Поэтому для обеспечения долговечной работы под-
шипникового узла без его перемонтажа необходимо руковод-
ствоваться следующими данными: [р] не более 30 кгс/см2, [о}
до 1 м/с и [/] до 70—80 °C.
При превышении этих параметров уменьшается запас смазки
в капиллярах подшипника из-за падения ее вязкости и резко
увеличивается изнашивание трущихся,поверхностей. Б. И. Куп-
чинову с сотрудниками [45} удалось повысить теплостойкость
подшипников путем пропитки березовой древесины синтетиче-
ским смазочным материалом, содержащим полиэтилсилоксано-
вую жидкость (ПЭС В--2), минеральное масло МС-20 и стеарат
кальция или цинка.с последующим прессованием образцов при
давлении 100—150 кгс/см2. В сравнении с древесиной, пропитан-
ной минеральным маслом, водопоглощение снизилось в 1,5—»
2 раза, а термостойкость составила 210—220 °C вместо 180 °C.
Наборные подшипники испытывались в режиме самосмазы-
вания на стенде при давлении 30 кгс/см2 и скорости скольжения
0,3 м/с. Испытания показали возможность их дальнейшей экс-
плуатации после 250 ч работы с температурой не выше 110 °C
и коэффициентом трения 0,08—0,09. Зависимость давления от
скорости скольжения для подшипников, пропитанных синтети-
ческим и нефтяным смазочными материалами, показана на
рис. 89, откуда видно, что подшипники с синтетическим смазоч-
ным материалом допускают более высокие pv и, следовательно,
имеют более высокую долговечность. Подшипники, пропитан-
ные моторным маслом, в равных условиях проработали 150 ч,
после чего температура повысилась до 150—160°C, что свиде-
тельствовало об их выходе из строя. Эти же положительные
данные были подтверждены результатами промышленной экс-
плуатации при высокой температуре—120—160 °C и наличии
абразива в узлах трения литейных конвейеров подшипников из
древесины, пропитанных синтетическим смазочным материалом
и установленных взамен шарикоподшипников.
178
Известна попытка получения прессованной древесины, про-
питанной металлическим сплавом. В Воронежском педагоги-
ческом институте древесина пропитывалась под давлением
120 кгс/см2 сплавом, содержащим 26% олова, 20% кадмия и
50% висмута, который имеет температуру плавления. 103 °C.
В результате пропитки прочность материала на растяжение и
сжатие увеличилась более чем в 1,5 раза, теплопроводность по-
высилась более чем в 400 раз [до 40 ккал/(ч-м-°С)], а влаго-
поглощение снизилось. Износ и коэффициент трения у металло-
древесины ниже, чем у ДП. Пропитка ДП металлами, имею-
Рис. 89. Зависимость давления от скорости
скольжения для подшипников из прессован-
ной древесины:
1,3—пропитанной маслом при температуре в зоне тре-
ния 70 и 150 ®С соответственно; 2 и 4—пропитанной
•смесью кремиийорганической жидкости, масла и сте-
арата кальция при той же температуре соответственно
щими, как правило, высокую температуру плавления, сложна
из-за обугливания и разрушения капиллярной системы. По-
этому разработан способ пропитки ДП окислами металлов с по-
следующим их восстановлением до чистых металлов.
Вследствие того что древесина является естественным по-
лимерным материалом, при трении ее по стальной поверхности
при высокой температуре (выше 100 °C) выделяется водород,
приводящий к водородному изнашиванию пары трения. Впервые
это установил Б. И. Купчинов с сотрудниками [46]. Проведен-
ный анализ газов, выделяющихся при трении ДП до стали, по-
казал в них содержание водорода до 6% объема. Выделяю-
щийся водород проникает в поверхностные слои стального вала,
приводит к повышению концентрации внутренних напряжений^
охрупчивает сталь и разрушает трущуюся поверхность. Это про]
явление водородного изнашивания, открытое Д. Н. Гаркуиовым
[24, 37], снижает срок службы трущейся пары» Для связывания
водорода Б. И. Купчинов предложил пропитывать древесину
17 9
окисью меди, которая восстанавливается водородом до чистого
металла. Трение ДП, пропитанной окисью меди, обеспечивает
снижение коэффициента трения и реализацию избирательного
переноса при трении. Медная пленка, образующаяся на поверх-
ности стального вала, препятствует наводороживанию стальной
поверхности и ее повышенному износу. Металлизацию древе-
сины по способу Б. И. Купчинова и др. рекомендуется произ-
водить путем ее пропитки растворами солей металлов, стоящих
в ряду активностей за водородом, нагрева до 170—190 °C
с целью превращения их в окислы в капиллярно-пористой си-
стеме древесины и восстановления окислов водородом до чи-
стого металла. В этом случае снижается, гидрофильность, по-
вышается теплопроводность древесины, обеспечиваются условия
для возникновения избирательного переноса (ИП).
Для того чтобы лучше использовать такие положительные
свойства прессованной древесины, как свойство самосмазыва-
ния, упругость, химическая стойкость, вибростойкость, и реали-
зовать высокую производительность изготовления деталей из
полимеров, Б. И. Купчиновым разработана технология изготов-
ления древесно-пластмассовых подшипников скольжения. Она
состоит в том, что древесина в виде брусков облицовывается
термопластичной пластмассой методом литья под давлением.
У таких изделий самосмазывающйеся материалы на основе дре-
весины образуют поверхность трения, а литьевой материал —
корпус. Стендовые испытания таких наборных подшипников
(р е 25 кгс/см2, v = 0,3 м/с) по сравнению со втулочными, про-
питанными маслом МС-20, показали в режиме самосмазки при
температуре до 160 °C работоспособность в 1,5—2 раза более
высокую. Изготовление наружной опоры поверхности подшип-
ника в виде отдельных сегментов с радиусом кривизны мень-
шим, чем радиус прессового отверстия, позволяет резко увели-
чить демпфирующие свойства подшипника и компенсировать
пзменение в полимере при нагреве.
Подшипники из прессованной самосмазывающейся древесины
удовлетворительно работают в запыленном воздухе, например
в условиях эксплуатации дорожных, строительных, сельскохо-
зяйственных машин, а также в водной или сильно увлажненной
среде при смазывании пластичными смазочными материалами
и в некоторых химически агрессивных средах.
Работами В. И. Наролина [54] установлена высокая хими-
ческая стойкость и работоспособность подшипников из ДП в ус-
ловиях коррозионно-механического изнашивания в жидких аг-
рессивных средах машин и аппаратов пищевых производств.
Промышленные испытания показали, что ДП стойка к действию
растворов сахара, яблочной и молочной смесей, этилового спир-
та, ацетона, бензина, бензола, водных растворов 25—28%-ной
серной, 10—13%-ной соляной, уксусной и муравьиной кислот,
солей натрия и калия и 10%-ного едкого натра. Прессованная
180
древесина рассматривается как естественный полимерный ма-
териал, являющийся полноценным заменителем бронз, напри-
мер марки БрОЦС5-5-5, для подшипников плунжерных насосов
в кондитерской промышленности, позволивший увеличить их
срок службы в 4—10 раз. С целью снижения разбухания под-
шипников в жидких средах предложены наборные подшипники
из ДПО с радиальным расположением волокон, запрессованные
в металлические обоймы с торцовыми упорами, у которых опти-
мальная величина относительного зазора находится в пределах
0,004—0,006. Высокую износостойкость показали подшипники
из ДП в 5%.-ной серной кислоте при трении по втулке вала из
стали 06ХН28МДТ, а в растворах поваренной соли — из стелли-
та ВЗК и из стали 12Х18Н10Т. Предельные значения скорости
скольжения составляли 3,5—4 м/с, а давления — до 3 кгс/см2 с
коэффициентами трения 0,007—0,089.
В общем случае при конструировании подшипников из прес-
сованной древесины следует иметь в виду некоторую нестабиль-
ность их размеров из-за усушки в сухой атмосфере и набухания
во влажной среде. Во избежание этого волокна древесины
должны быть расположены перпендикулярно оси вала, так как
вдоль волокна втулка из ДП практически не набухает. Недо-
статком прессованной древесины является низкая теплопровод-
ность. Теплопроводность ДП в сравнении с бронзой поперек во-
локон меньше в 150—250 раз, вдоль волокон— в 80—85 раз.
Конструктивно втулку из ДП обычно запрессовывают в ме-
таллическую обойму. По экспериментальны^ данным, получен-
ным А. К. Сидоренко, зазор е (мм) между валом и втулкой
с учетом запрессовки ее в металлическую обойму и уменьшения
внутреннего диаметра после запрессовки для диаметров вала//
от 30 до 7.00 мм и натяг Н для втулок диаметром до 200 мм
можно определять по формулам:
для древесины ДПГ
е = 0,1^7; Я = 0,3^7;	(86)
для древесины ДПО и ДПК
е = 0,09^7; Я = 0,2 ^7.	. (87)
На размеры шеек вала устанавливают допуск H9/h9 по ква-
литету стандарта СЭВ 144—75 с шероховатостью 8—9-го клас-
сов по ГОСТ 2789—73, а на внутренние диаметры втулок по А4
с шероховатостью 6-го класса. Размеры подшипника следует
принимать: длина I — (0,8-4-1) 7 толщина стенки s= (0,154-0,2)7
но не менее 4 мм. Закрепление втулки в металлической обойме
можно производить также склеиванием. Для этого стенкж,сталь-
ных обойм обрабатывают по 3—4-му классам шерохов'ЙЙости и
к ним приклеивают втулки из ДП эпоксидным клеем. При этом
181
прочность клеевого шва на разрыв-составляет не менее 50—*
60 кгс/см2, а на сдвиг — не менее 30—40 кгс/см2.
Наборная втулка в металлической обойме, склеенная ука-
занным способом, показана на рис. 90. Прессованная самосма-
зывающаяся древесина хорошо обрабатывается механическим
путем.
В неответственных опорах при нормальной окружающей
температуре прессованная древесина для подшипников может.
Рис. 90. Наборная втулка ДПО в металлической обойме
быть применена и без пропитки нефтяным смазочным материа-
лом. В этом случае допускаемые давления не должны превы-
шать [р]	25 кгс/см2, скорости скольжения (и)	0,5 м/с,
а [ру} ^12 кгс-м/(см2-с). В результате исследований прессо-
ванной древесины без пропитки маслом, проведенных в Дне-
пропетровском университете на машине трения МИ-1 при дав-
лении 31,7 кгс/см2 и скорости 0,4 м/с, было установлено, что тем-
пература трущихся поверхностей после приработки становится
стабильной и не превышает 49 °C. Значения антифрикционных
характеристик прессованной древесины приведены в табл. 48«
Таблица 48. Антифрикционные характеристики прессованной древесины
(р = 25 кгс/см2, п=1,1 м/с)
Материалы пары трения	Пропитка	Коэффициент треиия	Скорость изнашивания г/км
ДПГ — сталь 65Г	Нет Машинное масло	' 0,15 0,08	0,0053 0,0062
. ДПО — сталь 65Г	Нет	0,32	0,0727
Наряду с прессованной древесиной для подшипников приме-
няется естественная древесина из бакаутового дерева, плотность
которого достигает’ 1,4 г/см3. Этот материал содержит до 30%'
естественной смолы, которая при работе подшипника выпол-
няет функции смазки, выступая на поверхность трения при по,-
182
вышении температуры. Бакаутовые подшипники при работе по
стали без смазки имеют коэффициент трения 0,16 и допускают
давление до 140 кгс/см2 при невысоких скоростях скольжения.
Такие подшипники хорошо работают со смазыванием морской
водой (коэффициент трения 0,02—0,03), а также в слабоагрес-
сивных средах и средах, содержащих в небольшом количестве
абразивные взвеси. В этом случае подшипники из бакаута из-
готавливаются наборными из отдельных сегментов в «бочку»
или в «ласточкин хвост», в промежутки между которыми под-
водится вода, обеспечивающая смазывание и охлаждение. Кон-
структивные размеры дейдвудных подшипников из бакаута и
технология их сборки даны в литературе [5],
4. ОПОРЫ, РАБОТАЮЩИЕ В КОНТАКТЕ
С АГРЕССИВНЫМИ СРЕДАМИ
К таким опорам относятся нижние концевые подшипниковые
опоры вертикальных валов. Концевые подшипниковые опоры
предназначены для валов с диаметром шейки 40—130 мм и часто-
той вращения до 250 об/мин. Они устанавливаются в аппара-
тах с перемешивающими устройствами, используемых для про-
ведения различных физико-химических процессов в химической
и других отраслях промышленности. Опоры допускается исполь-
зовать при температуре от —40 до -|-250оС, динамической вяз-
кости рабочей среды до 50 Па-с, избыточном давлении в аппа-
рате до 32 кгс/см2 и вакууме. Они не предназначены для аппа-
ратов с внутренними защитными покрытиями (футерованных,
гуммированых, эмалированных и др.) и аппаратов стерильных
микробиологических производств.
Опоры могут быть внутренние — цилиндрические и сфериче-
ские (рис. 91, 92) и наружные — цилиндрические, сферические
и сферические со сливом (рис. 93—95). Кроме того, конструк-
тивным исполнением отличаются опоры, предназначенные для
работы в абразивосодержащих средах (рис. 93, 96). Эти опоры
имеют защитные устройства, препятствующие проникновению
абразивных частиц в зону трения.
Внутренняя опора (типы I и И) состоит из сДойки, прива-
ренной к днищу аппарата, и корпуса, в котором установлена
втулка подшипника. В сферической внутренней опоре втулка
подшипника установлена в сферу, обеспечивающую ей свободу
смещения под действием радиальной нагрузки. Внутренняя
опора вала проста по устройству и надежна в эксплуатации.
Недостатками ее являются некоторая сложность монтажа, а
также невозможность контроля состояния подшипника без раз-
борки аппарата. Она применяется в аппаратах, не содержащих
абразивных взвесей, при температуре в аппарате не выше 8043
с использованием для смазывания рабочей среды (технологиче-
ского продукта).
183
Рис. 91. Внутренняя цилиндрическая концевая опора (тип I):
7—стойка; 2—корпус; 3—винт; 4—втулка подшипника; 5—вал;	*винт;
7—втулка вала
Рис. 92. Внутренняя сферическая концевая опора (тип II):
1—стойка; 2— нижнее кольцо; 3—верхнее кольцо; 4—сферическая пята»
6—втулка подшипника; б—вал; 7—-винт; в—Втулка вала; 9—винт
Рис. 93. Наружная цилиндрическая концевая опора (тип III):
/ — фланец со стойкой; 2—фторопластовое уплотнение; 3—защитный колокол;
4— винт; 5—корпус; 6— втулка подшипника; 7—втулка вала; в—вал; 9—винт;
10— фланец днища; 11—штуцер
Рис. 94. Наружная сферическая концевая опора (тип IV):
1—фланец со стойкой; 2—направляющее кольцо; 3—сферическая пята; 4—втулка
подшипника; 5—втулка вала; 6—вал; 7 —винт; в—фланец днища; 9—штуцер
185
•Наружная опора (типы III, IV и V) состоит из фланца со
стойкой, в которую установлена втулка подшипника. Фланец
крепится снизу к днищу аппарата, имеющему отверстие для
установки опоры. Благодаря разъемному соединению облег-
чается монтаж и демонтаж опоры, а также ее обслуживание
в процессе эксплуатации.. Размещение штуцера во фланце
опоры дает возможность подводить к ней извне смазывающую
D
Рис. 95. Наружная сферическая,концевая опора со сливом (тип V);
1—фланец со стойкой; 2—направляющее кольцо; 3—сферическая йята; 4—втулка
Ьодшипника; 5— втулка вала; 6—вал; 7—линт; 8—фланец днища; 9—сливной трубо-
провод; 10—винт
жидкость, в том числе при температуре в аппарате выше 80 °C,
являющуюся одним из компонентов рабочей среды или нейтраль-
ную по отношению к рабочей среде с температурой не выше
40 °C и давлением не менее чем на 0,5 кгс/см2 выше давления
в аппарате. После монтажа наружной опоры и ее установки
относительно вала производится фиксация соединительных
фланцев штифтами, а при работе аппарата с токсичными и
взрывоопасными средами допускается применение соединитель-
ных фланцев с уплотнительной поверхностью типа шип — паз.
Основные размеры концевых опор даны в табл. 49. Конце-
вые подшипниковые опоры, показанные на рис. 93, 96, предна-
значены для абразивосодержащих рабочих сред. Защитные свой-
ства конического колокола (рис. 93) заключаются в отбрасывании
186
Рис. 96. Аппарат с концевой наружной’ опорой
1 — вал; X —втулка подшипника; 3— втулка вала; 4—корпус подшипника; S— днищ»
аппарата; 6—мешалка
187
Таблица 49. Основные размеры типовых концевых опор
188
твердых частиц при вращении центробежными силами и со-
здаваемым давлением- жидкости. Этому способствует также
повышенное-давление внутри колокола, обеспечиваемое смазы-
вающей жидкостью, подаваемой извне через штуцер. Опора,
показанная на рис. 96, также защищена от попадания твердых
частиц вращающейся -насадкой, образующей радиальный зазор
с корпусом опоры.
Целесообразность установки нижних концевых подшипнико-
вых опор следует определять из условия виброустойчивости ва-
лов (РТМ 26-01-72—75). В зависимости от соотношения рабо-
чей угловой скорости со и первой критической угловой скорости
coi валы могут быть жесткими при со < g>i и гибкими при
(О > <01.
Условие виброустойчивости гибких валов определяется по
формуле
<0/0)! = 1,3 4- 1,5.	(88)
Гибкие валы с мешалками могут работать только в жидкой
среде с высотой заполнения аппарата не менее половины его
диаметра. Условие виброустойчивости жестких валов, работаю-
щих в воздухе или в системе жидкость — жидкость, жидкость —»
твердое тело, определяется по формуле
G)/(di<0,7.	(89)
Условие виброустойчивости жестких валов, работающих в си-
стеме жидкость—газ, для всех тицов мешалок, кроме лопаст-
ных,
o/cOiCO.e	(90)
и с лопастными мешалками
о/®! ^0,4.	(91)
Сферические концевые опоры рекомендуется применять для
валов при L/D > 50, где L — длина вала; D — диаметр вала.
Рекомендуемые материалы пары трения (втулки пЪдшипника
и вала) приведены в табл. 50 и 51. Допускается применение
других материалов, если по своим физико-механическим свой-
ствам они не уступают материалам, указанным в этих таблицах,
т. е. у них в соответствующих парах трения не ниже предел
прочности на сжатие, ударная вязкость, модуль упругости, теп-
лопроводность, теплостойкость и не выше коэффициенты линей-
ного расширения и трения.
Условия применения пар трения в опорах следующие^гбвО*
рость скольжения не более 2 м/с; среднее давление в сопряже-
нии из металла не более 7—10 кгс/см2, из полимерных материа-
лов не более 10—30 кгс/см2 и из графита не более, 10—^1 б кгс/сма.
' 189
Таблица 50. Материал втулки подшипника
Наименование	Марка	Стандарты и технические условия	Максимальная рабочая температура, °C
Текстолит	ПТК; ПТМ-1; ПТМ-2	ГОСТ 5-78	130-140
Фторопласт.	Ф4 Ф40	ТУ 6-05-810-71 ТУ 6-05-402-74	250 160
Фторопласто- вая композиция	Ф-4К20 7В-2А	ТУ 05-1413-76 ОСТ 48-75—73	200 250
Углепластик	АМС-1	ТУ 48-20-45-74	От —60 до +200
Графит	АГ-1500 2П-1000	ТУ 48-20-4-77 ТУ 16-538.024-69	300 400
Чугун	АЧС-1; АЧВ-1	ГОСТ 1585-70	350
Бронза	БрОЦС5-5-5 БрОФЮ-1	ГОСТ 613-65 АМТУ 211-51	250
Таблица 51. Материал шейки вала (втулка вала)
Наименование	Марка	Стандарт или технические условия
Сталь	30X13; 40X13; 14Х17Н2; 08Х22Н6Т; 08Х21Н6М2Т; 10Х14Г14Н4Т; 10Х17Н13М2Т; 12Х18Н10Т	ГОСТ 5632-72
	40Х	ГОСТ 4543—71
	45	ГОСТ 1050-74
	Х32Н8АМ2 (электрод УОНИ 13/Н1-БК)	ТУ 14-1-88-71
Чугун	ЧС17 жчх	ГОСТ 18849-76 ГОСТ 7769-75
Стеллит	К62Х30В5С2 (марка ВЗК, электрод ЦН-2)	АМТУ 291—63 - .  *	 - ~ •
.190
Продолжение табл. 51
Наименование	Марка	Стандарт или технические условия
Сормайт	Х28Н4С4 (марка 1, электрод ЦС-1)	ГОСТ 21448—75 (поро- шок}; ГОСТ 21449—75 , (прутки)
Сплав на ни- келевой основе	Н70МФ: ХН65МВ ; Н85СНД4Л (электрод ЭНХД-10)	ГОСТ 5632-72
Выбор материалов трущегося сопряжения должен произвол
диться с учетом их коррозионной стойкости в рабочей среде.
Скорость коррозии материала втулки подшипника скольжения
и втулки вала в рабочей среде должна быть не более
0,01 мм/год. При выборе материалов пар трения предпочтение
следует отдавать наплавочным материалам, позволяющим эко-
номить дефицитные металлы и обеспечивающим технологич-
ность изготовления. В аппаратах, предназначенных для обра-
ботки легковоспламеняющихся жидкостей, не допускается при-
менение элементов сопряжения из материалов, вызывающих
при контактировании искрообразование, например черных ме-
таллов. В этих случаях следует применять пары трения: сталь—•
бронза, сталь — пластмасса, сталь — графит. Во избежание
схватывания и задиров в концевой опоре сферическую поверх-
ность корпуса и вкладыша следует упрочнять наплавкой, тер-
мической обработкой, азотированием и др. При необходимости
обеспечения высокой износостойкости длй втулки вала и втулки
подшипника рекомендуется применять следующие сочетания
материалов: стеллит (наплавка)—стеллит (наплавка); стел-
лит (наплавка)—хромомолибденовая сталь (наплавка); сталь
(HRC > 40)— чугун или бронза; сталь (HRC > 40)— пласт-
масса или графит. Выбор соответствующих марок материалов
следует производить в соответствии с рекомендациями, изло-
женными выше.
Глава Ш. ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
15.	РАБОТА ПОДШИПНИКА КАЧЕНИЯ
В УСЛОВИЯХ СУХОГО ТРЕНИЯ
К подшипникам качения, предназначенным для работы
в специальных условиях, современная техника предъявляет осо-
бые требования. В условиях вакуума, повышенной температуры,
коррозионных сред смазывание подшипников минеральными
191
трущихся
45

'S 30
t
40
10
§ 15
Рис. 97. Долговечность
• шарикоподшипника
36205 с массивными
сепараторами из раз-
личных материалов
при работе без смазки
смазывающими веществами невозможно, а материалы подшип-
ников должны дополнительно обладать коррозионной стой-
костью в различных жидкостях, парах и газах, не обладающих
смазывающими свойствами, но являющихся рабочими средами
и проникающими к подшипникам.
Известно, что для уменьшения трения и лучшего отвода
поверхностей обычные подшипники качения
смазывают жидкими или пластичными не'
фтяными смазывающими веществами, так
как материалы шариков, колец и сепара-
торов не обладают достаточной антифрик-
ционностью в режиме сухого трения. Это
подтверждается многочисленными фактами
из практики эксплуатации, а также дан-
ными специальных исследований.
В МИЭМ (Московский институт элек-
тронного машиностроения) была изучена
работа на долговечность стандартных ша-
рикоподшипников 36205 с массивными се-
параторами из различных материалов в ус-
ловиях работы без смазки в атмосфере при
частоте вращения 8500 об/мин, радиальной
нагрузке 10 кгс, осевой нагрузке 1 кгс [79].
Некоторые результаты этих испытаний по-
казаны на рис. 97. Подшипники без сепа-
ратора при данном режиме работали 2 ч.
В связи с резким увеличением темпера-
туры испытания были прекращены. Под-
шипники с сепараторами из бронзы
БрАЖМц 10-3-1,5 работали со смазкой удо-
влетворительно, а без смазки 10 мин. При
нагреве до 31 °C подшипник заклинивался
(начальная температура 17 °C). Такие же
неудовлетворительные результаты получили
для подшипников с сепараторами из латуни
J1C59-1. Долговечность их составила от
23 мин до 1 ч 35 мин. После испытания шарики и дорожки ка-
чения были покрыты тонким слоем латуни, что искажало раз-
меры желобов, быстро уменьшало рабочий зазор и подшип-
ники заклинивались. Отрицательные результаты показали также
подшипники с сепараторами из стали СтЗ, у которых через
20 мин работы появлялся сильный шум (свист), затем следо-
вало их заедание. Подшипники с сепаратором из текстолита ра-
ботали 2,5 ч. Подшипники с сепаратором из бронзы БрОЦС5-5-5
проработали 45 ч. При разборке обнаружено большое количе-
ство продуктов износа в виде бронзовой пыли. Сепараторы
.имели также большой износ в гнездах и в местах трения их
о борта наружного кольца. Шарики,и дорожки качения оказа-
J92
лись покрытыми тонким слоем бронзы, что способствовало уве-
личению срока службы по сравнению с другими материалами
из-за избирательного переноса меди на поверхности трения
стальных деталей.	;
Испытания показали, что основной причиной быстрого вы-
хода стандартных шарикоподшипников при работе без смазки
в атмосфере является механическое разрушение сепараторов
(разрыв по перемычкам, обрыв заклепок) или защемление
вследствие попадания продуктов износа между трущимися, по-
верхностями в рабочие зазоры.
В США фирма «Шелл» испытывала шарикоподшипники 206
со штампованным стальным сепаратором при температуре 315 °C
без смазки при радиальной нагрузке 13,6 кгс и 10 ОООоб/мин.
Подшипники на этом режиме выходили из строя через несколько
секунд. Быстрый выход из строя стандартных подшипников на-
блюдается и при . и.х работе в жидких средах, не обладающих
смазывающими свойствами. Автором испытывались шарикопод-
шипники 308 со штампованным клепаным стальным сепарато-
ром в рабочих условиях реактора при 1570 об/мин и контакт-
ных напряжениях не выше 10 000 кгс/см2 [14]. Смазывание под-
шипников осуществлялось исходным сырьем рабочего процесса
реактора—углеводородными фракциями типа 55-125 крекинг-
бензинй Б-70.
„После. 79 ч работы,»в течение которых было 30 пусков и
остановов, появился звук, характерный для подшипника,
близкого к заклиниванию. Подшипник вышел из строя че-
рез 86 ч вследствие заклинивания от попадания в зазоры мел-
ких "частиц' металла,' образовавшихся при изнашивании сепа-
ратора.	....
Второй подшипник проработал в этих условиях 107 ч. На
внутреннем и особенно на наружном кольце наблюдались на-
тиры, имеющие вид блестящего желобка. Остальные места ко-
лец и другие детали были покрыты бурым налетом. Наблю-
дался ярко выраженный износ подшипника при сухом трении
с отделением микрочастиц металла (шелушение) и химическим
превращением железа в окисел, выпадающий • в. осадок. Ча<
стицы интенсивного коррозионно-механического изнашивания*
попадая в зазоры подшипника, заклинивали его.
В результате этих испытаний был сделан вывод о том, что
подшипники из стали ШХ15 со штампованными стальными се-
параторами непригодны для. работы в условиях смазываний
жидкими углеводородами легких фракций. Их срок службы
даже при низких контактных напряжениях (менее 10 000 кгс/см2)
не превышает 100 ч.	>
К таким же результатам приводят испытания. стандартных
подшипников в дистиллированной воде. По данным шведской
фирмы СКФ их долговечность снижается в 10 фаз, а по .экспЗ-
риментам , ВНИПП, — иногда в 100 раз. Отсюда следует, что
7 Зак. И6
193
использование в режиме сухого трения стандартных шарикопод*
шипников невозможно.
В последние годы во ВНИПП проф. Н. А. Спицыным и его
учениками [11, 27, 79] были разработаны конструкции и иссле-
дованы опытные партии шарикоподшипников, способных рабо-
тать достаточно долговечно без подвода нефтяных смазываю-
щих веществ при сухом трении в нормальных условиях в атмо-
сфере и в вакууме при повышенных температурах и частотах
вращения. Сотрудниками ВНИПП и автором [18] были иссле-
дованы новые шарикоподшипники для работы в коррозионных
средах без смазки.
К решению проблемы создания таких шарикоподшипников
подходят несколькими путями. Одним из них является разра-
ботка конструкции подшипников, смазываемых в процессе ра-
боты твердыми смазывающими веществами, другим — изыска-
ние конструкционных самосмазывающихся материалов для се-
параторов, способных в условиях сухого трения обеспечивать
смазывание трущихся элементов подшипника твердыми плен-
ками. Кроме того, важным этапом разработки шарикоподшип-
ников без смазки является исследование и применение новых
коррозионно-стойких и жаропрочных подшипниковых сталей И
сплавов для колец и шариков. К шарикоподшипникам, имею-
щим постоянный запас смазывающего материала на весь период
эксплуатации, относятся также стандартные шарикоподшипники
е двусторонними встроенными уплотнениями по ГОСТ 8882—58,
которые здесь не рассматриваются.
16.	ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ,
СМАЗЫВАЕМЫЕ ТВЕРДЫМИ СМАЗОЧНЫМИ МАТЕРИАЛАМИ!
Наиболее простым способом смазывания шарикоподшипника
является нанесение на его трущиеся поверхности дисульфида
молибдена шаржированием. Для деталей подшипников шаржи-
рование осуществляется их галтовкой в галтовочном барабану
с предварительной подготовкой поверхностей и тщательным
обезжириванием. Способ шаржирования позволяет получать
смазывающую пленку дисульфида молибдена толщиной 1—
2 мкм с невысокой степенью адгезии к основному металлу. Луч-
шее покрытие шаржированием было применено в МИЭМ при
разработке подшипников для работы в вакууме.
Подшипники без их разборки обкатывали на специальном
стенде в смеси жидкого масла — индустриальное 12 с дисуль-
фидом молибдена концентрацией в смеси до 5%. После обкатки
следы масла удаляли многократной промывкой. Следует отме-
тить, что шаржирование шарикоподшипников дисульфидом мо*
либдена мало увеличивает их срок службы при работе без
смазки (в два — пять раз) из-за быстрого износа покрытия и
невозможности его восстановления в процессе работы.
194
Более высокую долговечность имеют шарикоподшипники, на
которые твердое смазочное вещество наносят в виде суспензии
дисульфида молибдена в связующем. Для этой цели применяют
твердосмазочные покрытия, разработанные ВНИИНП (Все-
союзным научно-исследовательским институтом по переработке
нефти) и приведенные в табл. 9. Для обеспечения лучшего сцеп-
ления с основой твердосмазочного покрытия сепараторы и коль-
ца подвергают пескоструйной обработке и обезжиривают. По-
крытие толщиной до 10 мкм наносят распылением на подогре-
тые до температуры 50 °C детали. Напыленные детали выдер-
живают на воздухе в течение 1 ч для испарения растворителя,
после чего помещают в термостат при температуре 180—200 °C
на 1 ч для отвердевания пленки. Затем производится сборка
подшипника, его обкатка с частотой вращения 200—500 об/мин
и удаление отделившихся частиц покрытия обдувом подшип-
ника сухим азотом.
Шарикоподшипники 204Б с нанесенными этим способом твер-
досмазочными покрытиями были испытаны на машине ЦКБ-72
в режиме: частота вращения 3000 об/мин, радиальная нагрузка
10 кгс, температура воздуха 20°C. Состояние подшипника оце-
нивали по изменению массы (износу) и радиального зазора/
Результаты этих испытаний представлены в табл. 52. Установ-
лено, что подшипники выходят из строя по мере изнашивания
покрытия. Сильнее всего изнашивается покрытие на сепараторе
по центрирующей поверхности (внешнему диаметру) и в гнез-
дах. Износ покрытия нарастает постепенно и резко увеличи-
вается при выходе подшипника из строя. Начало интенсивного
изнашивания сопровождается возрастанием момента трения или
резким повышением температуры подшипника. Следует отме-
тить, что при легких режимах работы (незначительные нагруз-
ки) подшипники с твердосмазочными покрытиями на основе
твердых смазок ВНИИНП могут работать 250—300, а в отдель-
ных случаях до 1000 ч, что вполне может удовлетворить требо-
ваниям эксплуатации.
Таблица 52. Срок службы Подшипников 204Б с нанесенными
твердосмазочными покрытиями
Наименование покрытия (марка)	Срок службы в ч *
ВНИИНП-209 ВНИИНП-212 ВНИИНП-213 ВНИИНП-229 ВНИИНП-230 * Срок службы дан для каждого по	221 227; 1077 182; 356; 385 182; 213; 256; 264; 311; 380 277; 342; 846 дщнпника, подвергнутого испытанию.
7*
195
В качестве твердосмазочных покрытий для шарикоподшип-
ников могут быть использованы металлические пленки из золота,
серебра, свинца, висмута и других мягких металлов. Особенно
такие покрытия эффективны в вакууме из-за низкой упругости
паров. Зависимости коэффициентов трения серебра и золота от
температуры даны на рис. 98, откуда видно, что серебро обла-
дает при умеренных температурах сравнительно высоким коэф-
фициентом трения. Улучшение его антифрикционных свойств’
происходит лишь при нагреве выше 290 °C. Испытания шарико-
Рис. 98. Зависимость коэффи-
циента трения f от темпера-
туры I:
1—золото: .2—серебро
Рис. 99. Долговечность приборных
шарикоподшипников в вакууме с раз-
личными покрытиями из материалов:
1—золото; 2—серебро; 3—серебро с ди-
сульфидом молибдена; 4—серебро с суль-
фидной пленкой; 5—свинец; 6—свинцовый
висмут; 7 — висмут, 8—фторопласт; 9 — под-
шипник вышел из строя; 10—работа ире-
крашена из-за возрастания момента трения;
И—подшипник вышел из строя через 1000 ч;
12—то же через 1650 ч; 13— опыт прекра-
щен через 1240 ч (подшипник в работо-
способном состоянии); 14—то же через
2200 ч
подшипников рентгеновских трубок, трущиеся поверхности кото-
рых были покрыты серебром, в вакууме 9-10~7мм рт. ст. с ча-
стотой вращения 1000—1200 об/мин позволили установить, что
их срок службы составляет 150 ч [97]. Выход подшипников из
строя происходил по мере изнашивания серебряного покрытия.
Шарикоподшипники без покрытия работали всего 3 ч. Перспек-
тивными в вакууме оказались приборные подшипники с позоло-
ченными шариками и посеребренными обоймами. Золото в ка-
честве покрытия трущихся поверхностей шарикоподшипников,
работающих с низкими частотами вращения, дает лучшие ре-
зультаты, чем многие другие материалы.
Трущиеся поверхности шарикоподшипников могут также iid-
крываться фторопластом й различными композиционными по-
крытиями с металлическими й иными добавками. Результаты
испытаний на долговечность приборных шарикоподшйпников
R4 в Вакууме 10-6 мм рт. ст., при осевой нагрузке 363 гс, ча-
196
Рис. 100. Шарикоподшип-
ник 204, смазываемый
твердосмазочными мате-
риалами:
1—твердосмазочный	мате-
риал; 2—внутреннее кольцо;
3—наружное кольпо; 4—се-
паратор (все детали покрыты
твердой смазкой)
стоте вращения 3000 об/мин с различными твердосмазочными
покрытиями показаны на рис. 99. Следует отметить, что твердо-
смазочные покрытия для шарикоподшипников не получили ши-
рокого распространения вследствие невозможности их восста-
новления в процессе эксплуатации, а также из-за ограничения
по частотам вращения и нагрузкам. По-
вышенные нагрузки способствуют быст-
рому изнашиванию покрытия, а частоты
вращения приводят к повышению темпе-
ратуры, так как твердосмазочные покры-
тия на полимерных связующих имеют
низкую теплопроводность. Достаточно
удовлетворительный срок службы по-
рядка 1000—2000 ч может быть достиг-
нут при очень малых нагрузках (макси-
мальные контактные напряжения менее
10 000 кгс/см2) и невысоких частотах
вращения (1500—3000 об/мин).
Оценку работоспособности шарико-
подшипника с твердосмазочным покры-
тием производят по интенсивности изна-
шивайия 1н твердой пленки. Интенсив-
ность изнашивания, определенная экспе-
риментально для трущейся пары, обра-
зующей сопряженные поверхности, мо-
жет характеризовать и работоспособность
шарикоподшипника при известной тол-
щине твердосмазочного покрытия для тех
же условий работы.
Существенного увеличения долговеч-
ности и быстроходности шарикоподшип-
ников достигают дополнительным размещением твердого сма-
зывающего вещества в специальных камерах и емкостях, выпол-
ненных в самом подшипнике. В таких конструкциях по мере
изнашивания твердосмазочного покрытия оно частично восста-
навливается контактным смазыванием благодаря действию твер-
дой смазки, заключенной в деталях самого подшийника.
На рис. 100 показана конструкция шарикоподшипника 204,
в которой твердая смазка размещена в гнездах сепаратора и
в камерах, образованных проточкой внутреннего кольца. На
остальные трущиеся поверхности подшипника (шарики, сепара-
тор, кольца) твердую смазку наносили в виде плёночного, по-
крытия. Для этой цели применял^ композицию из 71% дисуль-
фида молибдена, 7% графита и 22% Силиката натрия в, Виде
водной пасты для заполнения емкостей и суспензии в воде.для
распыления на поверхностях трения. Воду из композшй^ досле
нанесения удаляли прогреванием подшипника в термдстаТёйри
80 °C. Срок службы указанного подшипника в усдовияхтёмпе-
197
ратуры 400 °C и частоты вращения 10 000 об/мин составил
свыше 1000 ч. В этом случае в качестве материала сепаратора,
колец и шариков использовался молибден, нагрузка на подтип-
ник была незначительна (радиальная 1,2 кгс, осевая 2 кгс).
Проведенные эксперименты показали целесообразность из*
готовления шарикоподшипников для высоких температур и ча-
стот вращения из молибдена со смазыванием композиционным
материалом на основе дисульфида молибдена.
17.	ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
С САМОСМАЗЫВАЮЩИМИСЯ СЕПАРАТОРАМИ
ДЛЯ РАБОТЫ В АТМОСФЕРЕ И ВАКУУМЕ
Разработка шарикоподшипников для вакуума до 10-э мм
рт. ст. с температурой от —100 °£ до 4-500 °C при воздействии
магнитных полей и индуктированных электрических токов, ви-
браций с высокими частотами вращения и нагрузок представ-
ляет особые трудности. В этих условиях нефтяные смазочные
материалы оказываются совершенно неработоспособными, а по-
пытки применения шарикоподшипников с твердосмазочными по-
крытиями не увенчались успехом из-за недостаточного срока
службы. Одним из путей создания подшипников качения без
смазки в этих условиях является использование самосмазываю-
щихся сепараторов. Подшипники качения с самосмазывающи*
мися сепараторами имеют особенности в конструкции самого
подшипника, а также в подборе антифрикционных композицион-
ных материалов для сепараторов, обеспечивающих возможность
работы без вводимого извне смазочного материала, фактически
являющегося твердой смазкой для подшипника. Оптималь-
ные композиции для сепараторов, обеспечивающие наибольший
срок службы, подбирают экспериментальным путем — сначала
на машинах трения в лабораторных условиях, а затем непо-
средственно в подшипнике на специальных испытательных
стендах.
В качестве материалов для самосмазывающихся сепараторов
шарикоподшипников, предназначенных для работы в глубоком
вакууме, исследовались большое количество различных компо-
зиций на основе фторопласта с наполнителями марок МС-13
(с медью и дисульфидам молибдена) и других композиций по
ОСТ В 6-05-5018—73, а также металлополимерные материалу
на основе капрона с дисульфидом молибдена и другие мате-
риалы. Наилучшими материалами оказались самосмазываю-
щиеся материалы на основе фторопласта-4: металлофторопласт
марки ФН-202 (ОСТ В 6-05-5018—73), содержащий никель и
дисульфид молибдена, графитофторопласт марки АФГ-80ВС по
ОСТ 48-75—73, содержащий графит, а также группа материал
лов АМАН на основе арилатов с высоким содержанием дисуль-
фида молибдена (АМАН-6, АМАН-34, ТЕСАН-2) и бронзовая
198
металлокерамика ВАМК-23 с
говечность в вакууме до 10~5
ках выше, чем при работе в
.зико-механические свойства
.табл. 53.
дисульфидом молибдена. Их дол-
мм рт. ст. при невысоких нагруз-
атмосфере, на 30% и более. Фи-
этих материалов приведены в
Таблица 53. Физико-механические свойства материалов
для самосмазывающихся сепараторов шарикоподшипников
Свойство	Марка материала		
	ФН-202	АФГ-80ВС	АМАН-24
Плотность, т/см3 Предел прочности, кгс/см2:	2,2—2,5	2,0	3,2
при сжатии	350-500	ПО	900
при изгибе	225		—
при растяжении	180		60
Ударная вязкость, кгс«см/см2 Твердость по Бринелю, кгс/мм2	70-90	—	2
	4	4,0	27-29
Коэффициент теплопроводности, ккал/(ч • м • °C)	0,224	0,6	0,516
Коэффициент линейного расши-	8,7-19,0	15	2,0
рения а-105, 1/°С	(от —60 до	(от —20 до	
	+300 °C)	+20 °C)	
Максимальная рабочая темпера-	220-240	150-180	250
тура, °C Коэффициент трения	0,080-0,10	—	0,1
За рубежом широко применяют самосмазывающиеся сепара-
торы из композиции фторопласт-4 + дисульфид молибдена +-'
[+стекловолокно (отечественные марки материалов Ф4Г20М5С10
и Ф-4С15), которые обеспечивают срок службы до 10э оборотов
в вакууме при нагрузке до 2 кгс.
Эти подшипники в сухой атмосфере работоспособны при тем-
пературе от —185 до +300 °C, т. е. при условиях, в которых
жидкие смазочные материалы оказываются недолговечными.
Изучались композиционные материалы [93] на основе ди-
сульфида молибдена с различными связующими: силикатом нат-
рия, двуокисью кремния, окисью свинца, фтористым кальцием,
а также металлическими (Ni, Сг, Fe, Pt, Си). На рис. 101 пока-
зана схема получения заготовок .композиционного материала.
В графитовой матрице имеется цилиндрический вертикальный
канал. В нем установлены два графитовых пуансона, которые
через графитовые вставки передают давление на прессуемую
смесь, засыпаемую в полость матрицы.
Контроль температуры осуществляют с помощью термопары,
установленной в отверстие матрицы. Такая схемд дрессования
обеспечивает защиту дисульфида, молибдена от окисления при
высоких температурах. Перед горячим прессованием смесь
199
дисульфида молибдена со связующим прокаливают в вакууме
с целью удаления влаги и затем обрабатывают на шаровых
мельницах. Горячее прессование композиции осуществляют при
Рис. 101. Пресс-форма для по-
лучения заготовок из компози-
ционного материала на основе
дисульфида молибдена со свя-
зующим:
1 — графитовая матрица; 2—графи-
товые вставки;. <? — графитовый пуан- .
сои; 4—прессуемая смесь; 5—отвер-
стие для термопары
температурах 870—1370 С под дав-
лением 216—1300 кгс/см2. Кольца
и шарики изготовляют из карбида
титана. Цементированный карбид,
титана выдерживает температуру’
815 °C не только в вакууме, но и на
воздухе, и только при темпера-
туре 1175 °C он образует незначи-
тельную окисную пленку. В этих
условиях обычные сплавы из хро-
ма, никеля, кобальта быстро раз-
рушаются. Твердость карбида тйта-
на при 20 °C составляет HRA 89, а
при 760 °C HRA 74. Коэффициент
трения карбида титана по карбиду
титана в атмосфере с температурой
980 °C равен 0,2, а в вакууме 10-5
мм рт. ст. с увеличением температу-
ры от 35 до 980 °C уменьшается от
0,6 до 0,34. Испытания шарикопод-
шипников типа 204 в течение 140
мин и роликоподшипников в тече-
ние 85 мин с нагрузками (осевая до
11 кгс и радиальная до 34 кгс) и
частотой вращения 15 000 об/мин в
вакууме 1 • 10-4	5- КГ-6 мм рт. ст:
прй температуре. 360°C показали-,
что оптимальной композицией Для
материала сепаратора является
композиция, содержащая 80% ди-
сульфида молибдена, 16% железа
и 4% платины. Эта композиция
имеет предел прочности на сжатие
1550 кгс/см2. Ее получают при тем-
пературе прессования 1090°С и дав-
лении 506 кгс/см2. Осмотр элемен-
тов подшипников после испытаний
выявил равномерное покрытие сма-
зочной пленкой всех трущихся по-
верхностей и практически полное
отсутствие износа и изменения ра-
диального зазора.
Исследование самосмазывающихся шарикоподшипников в
условиях атмосферы и вакуума было проведено в МИЭМ
Н. А. Спицыным и С. Д. Тажибаевым £58]. Шарикоподшип-
200
ники 36205 с сепараторами из фторопласта-4, фторопласта-40 с
бронзой (Ф40Б70) под радиальной нагрузкой 8—10 кгс при ча-
стоте вращения 8500 об/мин испытывали в вакууме и атмосфер-
ных условиях без смазки. Рекомендации для промышленного
применения этих подшипников, полученные на основе экспери-
мента, приведены в табл. 54 и 55. Подшипники выходили из
Таблица 54. Зависимость скоростного параметра dcpn
самосмазывающихся шарикоподшипников в вакууме от материала
сепаратора
Тип подшипника	Материал сепаратора	мм-об/мин	Рабочая температура °C-
Однорядный ра- диальный	Стальной штампован- ный без смазки с покры- тием дисульфидом молиб- дена Корончатый массивный бронзовый (БрАЖМц 10-3-1,6 с огал- товкой	дисульфидом молибдена) АМАН-24; ФН-202	0,07 . 0,3 0,08	. До 400 До 400 До 200-250
Р адиально-упор- ный 1	АМАН-24 ФН-202	0,1	ДО 200-250
Таблица 55. Зависимость скоростного параметра dcpn
радиально-упорных шарикоподшипников от режима смазывании
Режим смазывания	d п-10“6; мм-об/мин up	
	до 100 ч	более 100 ч
Граничное смазывание минеральным маслом (масляное голодание, твердая смазка — покры- тие) Смазывание материалом сепаратора (само- смазывающиеся материалы)	3,0 3,5	1.2 3,0
строя вследствие, изнашивания сепараторов, а кольца и шарик»
их оставались работоспособными. Для подшипников с сепарато-
рами из фторопласта-4 в начальный период работы температура
повышается из-за приработки гнезд сепаратора (ркс- а в
рабочем режиме снижается; Вы-ход подшипника из харак-
теризуется резким увеличением темттературы.	•
201
В атмосферных условиях без смазки самосмазывающиеся
сепараторы обеспечивают при 8500 об/мин ресурс подшипника
от 300 до 1000 ч. В вакууме до 5-10~6 мм рт. ст. при 3000 об/мин
шарикоподшипники с сепараторами из фторопласта-40 с брон-
зой имеют минимальный срок службы 150 ч. Оценку предель-
Рис. 102. Зависимость прироста средне-
суточной температуры t от времени т
для подшипников 36205 с сепарато-
рами из фторопласта-4: 1,2 — под-
шипники 1, 2 соответственно
ной быстроходности шарико-
подшипников производят по
скоростному параметру
dcfn = n-^~,	(92)
где d — внутренний диаметр,
мм; D — наружный диаметр
подшипника, мм.
Превышение скоростного
параметра сверх допускаемого
(табл. 54) вызывает быстрый
износ сепаратора и выход под-
шипника из строя.
Потери на трение в само-
смазывающемся подшипнике
значительно выше, чем в под-
шипнике, смазываемом минеральным маслом. Расчеты показы-
вают, что при смазывании маслом момент трения подшипника
снижается примерно на 30—50%. Для радиально-упорных са-
мосмазывающихся подшипников в диапазоне частот вращения
от нуля до 16 000 об/мин момент трения (гс-см) определяется
по формулам:
с сепаратором из фторопласта-4
Мтр = В е6п10~4;	(93)
с сепаратором из фторопласта-40 с бронзой (Ф40Б70)
Л1тр = В + ^10"2,	(94)
где В, b — эмпирические коэффициенты (табл. 56); п — частота
вращения, об/мин.
Приведенный коэффициент сухого трения /п для шарикопод-
шипников с сепараторами из самосмазывающихся материалов
может быть определен по формуле
/п = 2Л4тр/(б/срВД,	(95)
где МТр — момент трения подшипника, гс-см; dCp — средний
диаметр подшипника по оси шариков, см; R — радиальная на-
грузка, кгс; k — коэффициент приведения осевой нагрузки к ра-
диальной.
В эксперименте при дополнительной осевой нагрузке 1 кгс
коэффициент приведения составил k = 1,2. Значения приведен-
ного коэффициента трения /п даны в табл. 57.
202
Таблица 56. Значения эмпирических
коэффициентов В и b
Радиаль- ная нагрузка кгс	Материал сепаратора			
	фторопласт-4		фторопласт-40 с бронзой (Ф40Б70)	
	В	Ь	В	ь
5	60	0,826	130	1,25
10	64	0,957	170	1,05
15	НО	0,686	200	1,85
Таблица 57. Зависимость
приведенного коэффициента
трения fn от частоты вращения
вала п.
Материал сепаратора	п, об/мин	
	2000	16 000
Фторопласт-4 Фторопласт-40 с бронзой	0-0088 0,0170	0,0200 0,0240
Автором совместно с сотрудниками ВНИПП были иссле-
дованы шарикоподшипники сухого трения в атмосфере. В ка-
честве материала для одной группы сепараторов были приняты
самосмазывающиеся композиции на основе фторопласта-40
с 20% коксовой муки, фторопласта-40 с 30% бронзовой пудры
Рис. 103. Сепаратор шарикоподшипника 204Б с запрессованной твердой
смазкой:
/ — твердая смазка; 2— бронзовый каркас полусепаратора
и АМАН-4 (материал на основе термостойкой смолы и дисуль-
фида молибдена). Другую группу сепараторов изготовили из
пористой бронзовой металлокерамики марки ВАМК-1, пропи-
танной дисульфидом молибдена, и из бронзы БрАЖМц10-3-1,5
с запрессованной твердой смазкой ВНИИНП (50% фторопла-
ста-4 + 50% дисульфида молибдена). Сепаратор из бронзы
с запрессованной твердой смазкой состоял из двух клепаных
полусепараторов, в которых твердая смазка размещалась
в кольцевой расточке бронзового каркаса, как показано на
рис. 103. Шары и кольца для испытуемых подшипников были
использованы от серийных радиальных однорядных подшипни-
ков 204Б класса точности В из стали ШХ15.
203
Испытания самосмазывающихся подшипников на долговеч-
ность производили на машине ЦКБ-72, с -частотой вращения
3000 об/мин, радиальной нагрузкой 10 кгс в среде воздуха и при
комнатной температуре. В этом случае линейная скорость сепа-
ратора составила 5,5 м/с, а максимальные контактные напря-
жения по Герцу 11 000 кгс/см2. Методикой испытаний предусма-
тривалось считать подшипник вышедшим из строя при появле-
нии ненормального шума, повышении температуры и износе
подшипника, превышающем 1,5 г. Сравнительную оценку резуль-
татов испытаний шарикоподшипников проводили по времени ра-
боты, величине износа и изменению радиального зазора.
Результаты испытаний приведены в табл. 58, откуда видно,
что требуемый ресурс 2000 ч отработали только подшипники
с сепараторами из бронзы с твердой смазкой, причем и после
времени испытаний они находились в работоспособном состоя-
нии. Средний износ подшипников после 500 ч работы составил
0,36 г, что соответствует скорости изнашивания 0,7 мг/ч, а после
2000 ч составил 0,46 ч. Это показывает, что основное изнаши-
вание происходило в процессе приработки. Величина радиаль-
ного зазора увеличилась незначительно (до 56 мкм).
На протяжении всего ресурса отмечена стабильная работа
с установившейся температурой наружного кольца подшипника
30 °C. .Подшипники с сепараторами из ВАМК-1 отработали
около 900 ч, причем испытания были прекращены из-за повы-
шения температуры подшипников. Средний износ этих подшип-
ников составил 0,19 г, т. е. оказался меньше, чем у подшипни-
ков с запрессованной твердой смазкой, а радиальный зазор их
не изменился. Недостатком материала ВАМК-1 для сепарато-
ров следует считать то, что заготовки не могут быть подвергнуты
дополнительной механической обработке после прессования
в пресс-форме и пропитки дисульфидом молибдена. Это прива-
дит к изменению размеров гнезд под шарики (при клепке двух
полусепараторов до величины 0,03—0,04 мм) и отклонениям
в размерах отверстий и наружного диаметра сепаратора, что
недопустимо по требованиям точности и надежности.
Подшипники с сепараторами из АМАН-4 отработали 1100 ч.
Следует отметить, что недостатком материала АМАН-4 является
повышенная хрупкость, которая зачастую приводила к разру-
шению заготовок сепараторов из-за растрескивания либо раска-
лывания при Механической обработке, а также к повреждению
сепараторов во время работы и монтажа.
Средняя Долговечность подшипников с самосмазывающимися
сецаратбрами из фторопласта-40 с коксовой мукой составил^,
425 ч, фтороцласта-40 с бронзой — 619 ч. Эти сепараторы ра-
ботали с образованием большого количества продуктов износа.
Особенно большой износ сепараторов наблюдался в местах цен-
трирования и в гнездах. У колец подшипников произошла рас-
катка желобов с выходом Металла на бортики. Радиальный
204
Таблица 58. Результаты испытаний опытных шарикоподшипников 204 с самосмазываюшимися сепараторами в режиме сухого трения	'	.	'	’ -	Зазор плавания, сепаратора, мкм	(У о 2 и в5« S	Q О О О О —< с© о со со сч сч 1111 о о о о in о in in сч со сч сч	о о о о О 1П О —< сч с© со 1111 о о о о . ш со о о —< со ш со	260-200 230—200	350—300 350-25Q 200-170 350-250	150-170 140—150 100-170 150-160 190-250 100—240
		ДО испыта- ний	400—450 400-450 350—450 400-450	о о о о ш о ш ш тттт о о о о in in in in co co co co	200-150 200-150 200-150	200—220 150-170 160—200 170—200	о о о о о о in О 1П о о о сч сч сч сч со со 1 1 1 1 1 1 о о о о о о О 1П О in in 1П сч —« сч — сч сч
	Радиальный зазор, мкм	после испыта- ний	о С© Ч? о о о — СП о С^сосч — in	о о •’Г О in t" <*ю o 1 1 1 § co о о тг	20-24 18-22	О 00 сч 7777 СЧ СЧ СО С© сч сч — —	СЧ СЧ 00 С© О't сч in —< in со со 1 1 1 1 1 1 О СО С© •’Г (О о сч -чГ — Щ сч со
		до ‘испыта- . ний	Ф S шоо —< —< сч сч	СО 00 СЛ	22-26 20 20—22	О 00 со —• *-« ~ сч 1111. ь* ю со —* —< *-* — сч	00 00 О СЧ 00 сч >— — сч сч —< сч 1 1 1 1 1 1 -'Г тГ <О О 'f о сч —< сч
	Скорость изнашивания, г/ч		с§ со со со 8.888 о' © сэ о	СО Ю 1-м о -4 СО СЧ -м §888 о о o' о’	СО «О 1 1 о о о со ' о о о’о	СО W <*5 Л 1111 о о о о а> ь- со О О С© о. о о о о	ео ео ео со со со 1	1	1 1 1 1 о о о о о о И СЧ in •’Г in 't О СО СЧ СО —< О о о о о о о -
	Износ, г		00	сч С© СЧ •— 1П	О 00 О С© СЧ 1П 00 ь- —' —" —' о	0,1 0,03 Разрушен	оо г- ь~ •’Г  о о ш о оооо	<© in чг 00 СЧ о ОСОШСОСО — о о о о о о
	Темпера- тура, °C		сч сч о in СО СО ’’С”	34 42 31 32	Ю СО СО со со со	сч со	о со
	Ресурс работы, ч		— сч сч с© •’Г СП о ч* со со	со — о сч 00 in О Г- 00 со	1114 1100 1114	901 916 901 910	О О •’Г о <© —< СЛ о ь- о — о ’Г О О р о о —« сч сч сч сч сч
	№ под- , шипника		— СЧ СО "Ч*	СО 00 <3>	117 121 122	00 о о сч	СО тГ ю г- —< со СО СО СО СО •’Г ГГ
	Материал сепаратора		Ф40К20	(фторопласт-40 с 20% коксовой муки)	Ф40Б30	(фторопласт-40 с 30% бронзовой пудры)	АМАН-4	(термостойкая смола с дисульфидом молиб- дена)	ВАМК-1 (бронзовая метал- локерамика, . пропитанная дисульфидом молибдена)	ЪрАЖМц 10-3-1,5 (бронза с?-	твердой	смазкой ВНИИНП —50% фторопла- ста-^50% дисульфида мо- либдена,	запрессованной в ^аркас ^ераратора)
205
зазор подшипника увеличился в несколько раз, а средняя ско-
рость изнашивания составила 3,3 мг/ч.
На основании проведенной работы установлено, что в усло-
виях атмосферы в режиме сухого трения целесообразно исполь-
зовать шарикоподшипники с сепараторами из бронзы с запрес-
сованной твердой смазкой, так как срок службы шарикоподшип-
ников с сепараторами из фторопластовых композиций значи-
тельно ниже.
Опыт использования самосмазывающихся шарикоподшипни-
ков показал, что для мелких прецизионных приборных шарико-
подшипников с диаметрами до 10 мм при небольших нагрузках
и частотах вращения до 30 000 об/мин с сепараторами из АМАН
при работе в атмосфере и в вакууме до 10-3 мм рт. ст. может
быть получен ресурс несколько сот часов. С корончатыми се-
параторами из ФН-202 шарикоподшипники типа 204 и 205 от-
рабатывают до 1000 ч в вакууме до 10-5 мм рт. ст. Радиально-
упорные шарикоподшипники 36204 при частотах вращения до
30 000 об/мин работали до 100 ч, а при 20 000 об/мин — до 300 ч.
18.	ПОДШИПНИКИ КАЧЕНИЯ
С САМОСМАЗЫВАЮЩИМИСЯ СЕПАРАТОРАМИ
ДЛЯ РАБОТЫ В ЖИДКИХ АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ
Технологические процессы многих* современных химических
производств, особенно получения пластических масс и каучуков,
нуждаются в оборудовании (насосы, аппараты с перемешиваю-
щими устройствами, полимеризаторы, дегазаторы и т. п.), где
перерабатываемое сырье не загрязняется минеральными мас-
лами, служащими для смазки шарикоподшипников. Расположе-
ние шарикоподшипниковых узлов в машинах и аппаратах вну-
три пространства, соединенного с химически активной средой,
приводит к разрушению минеральных смазок и коррозионному
воздействию среды на подшипник. Можно назвать два основных
способа использования шарикоподшипников в химическом об-
орудовании при возможности попадания агрессивной среды
в подшипниковый узел:
1)	с защитой подшипниковых узлов герметичными уплотне-
ниями и обеспечением шарикоподшипника автономной или цир-
куляционной системой смазки минеральным маслом;
2)	с применением коррозионно-стойких шарикоподшипников
qo смазкой рабочей средой (или одним из ее компонентов) без
уплотнительных устройств.
В первом случае стандартные шарикоподшипники из стали
ЩХ15 имеют необходимую долговечность, однако подшипнико-
вые узлы получаются конструктивно сложными, а протечка
масла в рабочую среду полностью не устранима. Недостатками
рассматриваемого способа являются невысокая надежность
уплотнений," отсутствие контроля за их работой, в связи с чёь£
206
в процессах, требующих полного исключения попадания мине^
рального масла в продукт, он не может быть рекомендован.
Применение в качестве смазки шарикоподшипника рабочей
среды процесса значительно упрощает конструкцию машины и
обеспечивает чистоту перерабатываемого продукта. В этом слу-
чае необходимы коррозионно-стойкие шарикоподшипники, спо-
собные работать со смазкой маловязкими агрессивными жидко-
стями в режиме, близком сухому трению.
Наиболее широко для смазки шарикоподшипников может
служить вода, которая входит в состав реакционной массы, и
ее добавка в небольших количествах допустима (например,
в процессе удаления бензола и циклогексана из крошки кау-
чука, отмывка от катализаторного комплекса, полимеризация
фторосодержащих олефинов, поливинилхлорида и т. п.). В воде
с температурой до 100 °C, являющейся химически активной
средой, могут быть рекомендованы шарикоподшипники из
нержавеющей стали 95Х18Ш с сепараторами из бронзы
БрАЖМц10-3-1,5 при частоте вращения до 1000 об/мин и с се*
параторами из текстолита и фторопласта-4 при частоте враще*
ния до 3000 об/мин. Как показали исследования А. Г. Дьяковой
во ВНИПП, их долговечность в водной среде вследствие кор-
розионно-механического изнашивания значительно ниже, чем
шарикоподшипников из стали ШХ15 при смазке минеральным
маслом. Однако это не является препятствием к их использова-
нию, так как ресурс работы 1500—2000 ч, получаемый на водя-
ной смазке, можно считать удовлетворительным для целого
ряда производств.
А. Г. Дьякова и Е. Ф. Непомнящий предложили для расчета
интенсивности изнашивания шарикоподшипников с бронзовыми
сепараторами, работающими в воде в условиях пластического
контакта, формулу [44]
= 0,45 • 1 О'+ _±_),	(96)
где Отах — контактное напряжение; dm— диаметр шарика; г—
число шариков в подшипнике; го — число одновременно контак-
тирующих шариков при действии только радиальной нагрузки;
R' — приведенный радиус; RB — радиус внутреннего кольца.
При этом экспериментально установлено, что в воде изнаши-
вание шарикоподшипников происходит путем разрушения тон-
ких пленок окиси хрома и железа на поверхностях желобов ко-
лец под действием растягивающих напряжений. Следовательно,
повышение износостойкости шарикоподшипников в этих усло-
виях рекомендуется производить хромированием или азотиро-
ванием дорожек качения, что создает на них дополнительные
напряжения сжатия.
Неагрессивные маловязкие жидкости, например керосин,
фреон и др., могут служить смазывающей средой длй/шарико-
207
подшипников из стали ШХ15. Эти подшипники работают также
в условиях повышенной влажности с влагостойкими консистент-
ными смазками.
Расчетные зависимости для шарикоподшипников, работаю-
щих в химически активных средах, могут быть установлены
только на основе экспериментальных исследований, которых
в настоящее время недостаточно по целому ряду широко при-
меняемых рабочих сред. Однако имеющийся опыт и проведен-
ные исследования позволяют принять для расчета долговечно-
сти подшипников, работающих со смазкой технологическими
средами химического оборудования, коэффициент, учитывающий
снижение работоспособности от воздействия химической среды
(табл. 59).
Снижение работоспособности шарикоподшипника при смазке
маловязкими агрессивными жидкостями происходит из-за кор-
розионно-механического изнашивания, коррозионно-усталост-
ного разрушения {при больших нагрузках) и повышенного из-
-носа или поломки сепаратора. Частицы коррозионно-механиче-
ского износа попадают в зазоры подшипника и могут привести
к его заклиниванию. Смазка подшипника маловязкими жидко-
стям и создает условия граничного трения, при котором долго-
вечная работа шарикоподшипника возможна только при высо-
кой антйфрикционности и самосмазываемости пары трения се-
паратор — кольца и шарийи.
Стандартные нержавеющие шарикоподшипники с дополни-
тельным знаком Ю, проставляемым правее условного обозик-
чения шарикоподшипника по ГОСТ 3189—46, изготавливаются
из стали 95Х18Ш с сепараторами из стали 12Х18Н9 или брбнзы
БрАЖМц10-3-1,5. Эти шарикоподшипники имеют невысокую
коррозионную стойкость в ряде сред химически^ производств,
например в серной, соляной, азотной и других кислотах, а их
антифрикционные свойства при смазке маловязкими агрессив-
• ными жидкостями и без смазки низки.
Автором совместно с сотрудниками ВНИПП и других ор-
ганизаций были созданы -опытные партии радиально-упорных
шарикоподшипников (рис. 104) [18], способных достаточно дол-
говечно работать в ряде агрессивных сред. Проблема создания
таких подшипников качения решается путем применения новых
марок коррозионно-стойких подшипниковых сталей и сплавов
для колец и шариков и изысканием конструкционных самосма-
зывающихся материалов для сепараторов, обладающих невысо-
ким трением и износом при смазке агрессивными маловязкими
жидкостями. Роль жидкости, подаваемой в подшипник, сводится
в основном к отводу тепла из зоны трения, в то время как мате-
риал сепаратора обладает самосмазывающими свойствами. Най-
лучшими коррозионно-стойкими и антифрикционными материа-
лами- для. сепараторов шарикоподшипников являются фторполи-
меры, & частности фторопласт-4Б и фторопласг-40П и особенно
208
Таблица 59. Значения коэффициента k для шарикоподшипгаиков, работающих в агрессивных средах

2)9
их композиции с наполнителями, которые имеют более высокие
износостойкость, теплопроводность и меньшие хладотекучесть
и термическое расширение по сравнению с чистым фторопла-
стом. Поэтому для сепараторов новых шарикоподшипников ис-
пользовали композиции фторопласта-40П с ситаллом, дисуль-
фидом молибдена, графитом и бронзой, на основе которых раз-
работаны материалы Ф40С15М1,5, Ф40М30, Ф40Г20 и Ф40Б70.
Стойкость фторопластовых композиций в химических средах оп-
Рнс. 104. Шарикоподшипники для работы в среде агрессивных жидкостей:
1 — И1954 (тип 36309); 2—И1953 (тип 36200); 3 — И1955 (тип 36314)
ределяется в основном стойкостью наполнителя в данной агрес-
сивной среде и весьма высока для целого ряда сред. Физико-
механические свойства этих материалов и их стойкость в хими-
ческих средах, а также технология изготовления из них деталей
приведены в работах [12, 86].
Допускаемая температура окружающей среды ограничи-
вается теплостойкостью фторопласта-40П и составляет 200 °C,
а наибольшая долговечность достигается при температуре не
выше 160—180 °C.
В качестве материала колец и шариков были использованы
кислотостойкая сталь Х32Н8 (ЭП263) и ее модификации с мо-
либденом Х32Н8М2	(ЭП527ВИ) и медью Х32Н8М2Д2
(ЭП528ВИ), выпускаемые по ТУ 14-1-88—71.
210
Эти стали аустенито-ферритного класса имеют двухфазную
структуру и обладают способностью значительно изменять
свои механические свойства в зависимости от технологии ме-
ханотермической обработки. Разработанная во ВНИПП тех-
нология их упрочнения позволяет реализовать твердость более
HRC 40 с сохранением коррозионной стойкости и достаточной
ударной вязкости (4—6 кгс/см2). Таким усредненным режимом
упрочнения является закалка в воде с температуры 1050 °C, по-
следующая 50%-ная холодная деформация, дополнительная
Рис. 105. Коррозионно-стойкие шарикоподшипники 36200Ю2 и В46205Ю2
с сепаратором из фторопласта-4
местная пластическая деформация путем обкатки желоба коль-
ца после токарной обработки и старение при температуре 450—>
475 °C. Применение такой технологии позволяет получить об-
щую твердость HRC 46—48 при микротвердости по желобу
кольца до HRC 52—54.
Исследованиями износостойкости стали Х32Н8 при трении
по фторопласту-4 на машине трения МИ-1М получены невысо-
кий износ фторопласта-4 со смазкой водой (0,01 г/ч) и практи-
ческое отсутствие износа стали при давлении до 49 кгс/см2 с ко-
эффициентом трения 0,013.
Освоены опытным и частично серийным производством сле-
дующие радиально-упорные шарикоподшипники из сталей типа
Х32Н8 с фторопластовыми сепараторами (рис. 105): 36200Ю2
(И1953), 46201Ю2 (И1952), 7В202Ю2, П46204Ю2, В46205Ю2
(И1950), 36309Ю2 (И1954) и 36314Ю2 (И1955). В результате
испытаний, проведенных автором на долговечность шарикопод-
шипников И1954 со смазкой водой при частоте вращения до
3000 об/мин и осевой нагрузке до 200 кгс (рис. 106),. установ-
лено, что причинами выхода их из строя в основном являются
разрыв сепаратора по перемычкам (1) из-за постепенного из-
носа и появление усталостных трещин на наружном кольце
211
(2, 3, 4). На рис. 106 показана зависимость износа от числа
циклов шарикоподшипника 36309Ю2 (И1954) с сепаратором из
материала Ф40С15М1,5. В отличие от существовавших ранее
предположений, что износ шарикоподшипника, работающего
в воде, изменяется линейно по характеристике абразивного йз-
нашивания, полученные в нашем исследовании кривые носят
экспоненциальный характер. Они соответствуют характеру про-
текания изнашивания деталей машин, установленному Лорен-
цом и положенному в основу расчета на изнашивание [69]. Ана-
Рис.' Й)6. Зависимость износа А от числа цимягев N ko->j>03hohho-стой кого
хййрйкойодшипника типа 36309 (И 1954) со смазкой водой при осевой на-
' - ‘	' грузке 100 кгс и частоте вращения, об/мин:
.7—1600 (ресурс 1514 ч); 2—3100 (ресурс 1100 ч); 3 — 3100 (ресурс 407 ч); 4—3100 (ресурс •
332 ч)
логично в шарикоподшипнике с самосмазывающимся сепарато;
ром происходит непрерывное увеличение скорости изнашивания
сепаратора по мере накопления продуктов износа и увеличения
зазоров.
Испытания коррозионно-стойких шарикоподшипников в ра-
ботающих машинах и аппаратах химических производств дали
положительные результаты.
Шарикоподшипники 46201Ю2 (И 1952) и П46205Ю2 (И 1950),
установленные в лентопротяжном механизме кинопроявочной
машины МПМ-1, проработали без изменений свыше 1000 ч с ча-
стотой вращения 32 об/мин при радиальной нагрузке 2,8 кгс и
осевой нагрузке 0,8 кгс в проявителе с температурой до 40 °C*
содержащем наряду с другими компонентами едкий натрий,
квасцы алюмокалиевые, хлористый аммоний и метобисульфит
натрия. В этой среде корродируют стали типа 12Х18Н10Т,
а подшипники из стали 95X18Ш приходят в полную негодность’
за три дня пребывания в среде. Положительные результаты ис-
пытаний в Течение 400 ч получены в поршневом насосе, перека-
чивающем 30%-ный водный раствор формальдегида с 1,9%, сер-
ной кислоты и 0,4% муравьиной кислоты, а также в промыш-
212s
ленных установках, работающих на 65%-ной азотной кислоте
при 80 °C.
В герметическом электронасосе НЦ-А5-1ВТ, работающем
в циркуляционном контуре одноканального экспериментального
стенда, где горячим теплоносителем служит дистиллированная
вода с температурой до 260 °C, использовались шарикоподшип-
ники типа 36309Ю2 (И1954) с сепаратором из материала
Ф40С15М1,5. Температура воды, подаваемой в подшипники, из-
менялась от 70 до 160 °C. Насос эксплуатировался более года
(ресурс свыше 2000 ч) при частоте вращения 1500 об/мин плав-
но, бесшумно. Ранее установленные в этот насос стандартные
шарикоподшипники 46307Г и 1607 вышли из строя через 150 ч,
что привело к заклиниванию вала на ходу и перегоранию об-
мотки электродвигателя. Коррозионно-стойкие шарикоподшип-
ники установлены также в герметические реакторы, полимери-
заторы, дегазаторы и другое оборудование.
19.	ОСОБЕННОСТИ УСТРОЙСТВА САМОСМАЗЫВАЮЩИХСЯ
ШАРИКОПОДШИПНИКОВ
Основной причиной выхода из строя шарикоподшипников,
работающих без смазки, является изнашивание сепаратора и,
как - следствие этого, ослабление и поломка перемычек его во
время работы, что приводит к заклиниванию подшипника на
ходу. В целях увеличения срока службы при небольших на-
грузках целесообразно уменьшение числа шариков на один или
два, что дает возможность увеличить толщину перемычек сепа-
ратора и этим повысить его механическую прочность. Заклини-
вание возможно также при попадании продуктов износа сепа-
ратора в' зазоры подшипника.
''Исследованиями [11]* показано, что при работе шарикопод-
шипника с самосмазывающимся сепаратором на желобах колец
и других поверхностях контакта шариков происходит намазы-
вание плёнки фторопласта с дисульфидом молибдена. Пленка
фторопласта толщиной 1,5—3 мкм автоматически восстанавли-
вается по мере ее износа и служит твердой смазкой для под-
шипника. Она является причиной низкого коэффициента трения
(0,05—Ю,3), а по мере роста толщины и ее разрушения — при-
чиной повышения температуры и заклинивания подшипника при
выходе его из строя от накопления частиц твердой смазки в за-
зорах7 мЬЖду сепаратором и шариками. При организованном
отводе продуктов износа из подшипника, например путем про-
дувки сжатым воздухом, его работоспособность значительно
увеличивается. Продувка воздухом особенно полезна через' 3—
5 ч после запуска (приработки).
Разрушение сепаратора происходит еще и потому, ЧТО само-
смазывающиеся материалы имеют пониженную механическую
прочность по сравнению с материалами сепараторов- стандарт-
213
ных подшипников. Исходя из. перечисленных особенностей обус-
ловливаются и требования к конструктивному устройству само-
смазывающихся шарикоподшипников в сравнении со стандарт-
ными на масляной смазке, способствующие более долговечной
их работе.
Радиальные зазоры должны быть увеличены, так как из-
вестно, что, если шарикоподшипник имеет пониженный ради-
альный зазор, усилия шариков на гнезда сепаратора возрас-
тают. Увеличение усилий между деталями самосмазывающихся
подшипников с пониженными зазорами резко снижает их дол-
говечность из-за преждевременного разрушения сепаратора*
Повышенный же радиальный зазор способствует более долго-
вечной работе сепаратора также и потому, что препятствует
тепловому защемлению при предельно возросшей рабочей тем-
пературе подшипника. Выход из строя самосмазывающихся
шарикоподшипников происходит из-за чрезмерного повышения
температуры подшипникового узла, которая может быть выше
на 40—60 °C температуры подшипников, работающих со смаз-
кой минеральным маслом.
Исследователями Ленинградского института авиационного
приборостроения разработана методика расчета зазоров пласт-
массовых самосмазывающихся сепараторов, шарикоподшипни-
ков по допустимым деформациям [6]. Деформации сепаратора,
возникающие при его тепловом расширении и воздействии рас-
тягивающей силы, приводят к изменению размеров и уменьше-
нию зазоров в процессе работы, что может вызвать заклинива-
ние сепаратора в подшипнике и его разрушение.
Изменение наружного диаметра сепаратора можно опреде-
лить по формуле
- <97)
где AL — полная деформация сепаратора от растягивающей
силы и изменения температуры; £>, £>ср— наружный и средний
диаметры сепаратора соответственно.
Искажение формы гнезда под шарики рассчитывается по
формуле
At/' = — ц At/p 4- At/T,	(98)
где At/p, At/T — приращения диаметра гнезда, обусловленные
соответствено воздействием растягивающей силы и нагрева ра-
бочего узла шарикоподшипника; р— коэффициент Пуассона.
Для устранения возможности заклинивания шариков необ-
ходимо, чтобы зазор их в гнездах был больше значения At/',
а допуск на наружный диаметр сепаратора был минусовым и
превышал значение AZ), найденное по формуле (97). Следова-
дельно, конструкции шарикоподшипников без смазки характе-
214
ризуются повышенным радиальным зазором и осевой игрой,
а также большим зазором между шариками и гнездами сепара-
тора. Увеличение изнашивания рабочих поверхностей колец и
шариков, наблюдающееся при повышенных зазорах в обычных
шарикоподшипниках, для самосмазывающихся подшипников не
ограничивает их долговечность. Питтинг рабочих деталей в этом
случае, как правило, не наступает.
Другой особенностью самосмазывающихся подшипников яв-
ляются повышенные коэффициенты трения и потери мощности,
так как трение происходит всухую.
Потери на трение в шарикоподшип-
никах особенно важны при их ис-
пользовании в вакууме и в агрес-
сивных средах, т. е. при работе без
минеральных смазывающих ве-
ществ. В этих условиях потери на
трение могут быть большими и су-
щественно влиять на выбор мощно-
сти привода прибора, машины или
агрегата. Снижение коэффициента
трения качения шарика по желобу
внутреннего кольца происходит при
увеличении радиуса желоба вну-
треннего КОЛЬЦа Яж.в.к с 0,51 dm до
0,55 dm (рис. 107). Повышенный
развал желобов облегчает также
выход из подшипника продуктов
изнашивания твердой смазочной
пленки и сепаратора. Вследствие
этого самосмазывающиеся подшип-
ники должны иметь больший развал
желобов (радиус желоба наружно-
го кольца 7?ж. н. к = 0,54 dm, радиус
желоба внутреннего кольца 7?ж.в.к_==
= 0,52dni), а также увеличенные
зазор плавания сепаратора s (до 0,5 мм) и диаметр гнезд под
шарики с dtli до 1,2 dm по сравнению с подшипниками, работаю-
щими в условиях смазки маслом.
Центрирование сепараторов из материалов на основе фторо-
пласта с наполнителями производят как по наружному, так и
по внутреннему кольцу, однако лучше за базу использовать на-
ружное кольцо подшипника из-за возможного изменения раз-
меров сепаратора в процессе работы от нагрева, которое проис-
ходит в сторону уменьшения внутреннего и наружного диаме-
тров, особенно в случае недостаточной термообработки заго-
товки.
В самосмазывающихся подшипниках штампованные сепара-
торы не обладают достаточной прочностью и приводят к разру-
Рис. 107. Схема самосмазываю-
щегося радиально-упорного
шарикоподшипника с углом
контакта Р, нагруженного осе-
вой А и радиальной R нагруз-
ками:
/ — наружное кольцо: 2— сепаратор;
3 —внутреннее кольцо
215
шению подшипника от их поломки. В настоящее время ВНИПП
разработал модификации массивных сепараторов с коробчатым
профилем из двух полусепараторов, внутри которых располо-
жены твердые смазочные материалы, хрупкие по своей при-
роде, например типа АМАН, и смазывание производится кон-
тактным способом (рис. 108). Армированная конструкция мас-
Рис. 108. Конструкции шарикоподшип-
ников с самосмазывающимися сепара-
торами: а — ротапринтный коробчатой;
б — массивный ! клепаный; в — армиро-
ванный; г — массивный цельный; д — ко-
робчатый; е — свободнолежащий мас-
сивный
сивного сепаратора без за-
клепок использована в уст-
ройстве радиально-упорного
подшипника (рис. 108, в)-
В коробчатом сепараторе
(рис. 108, д) твердая смазка
также выполнена силошной
конструкции.
При изготовлении кле-
паных сепараторов из срав-
нительно мягких и нехруп-
ких материалов (например,
фторопласта-4) усиливают
сепаратор по торцам метал-
лическими кольцами из ла-
туни или нержавеющей ста-
ли и таким образом пред-
отвращают повреждение его
при клепке (рис. 108, б).
Конструкция радиально-
упорного шарикоподшипни-
ка с массивным цельным се-
паратором (рис. 108, г) от-
личается от обычного серий-
ного подшипника с сепара-
тором, например из тексто-
лита, более широкими уси-
ленными перемычками и в
некоторых случаях уменьше-
нием диаметра шариков. Для
тихоходных упорных шари-
коподшипников (рйс. 108/е)
самосмазывающийся сепа-
ратор не базируется на ша-
риках и лежит непосред-
ственно на кольце.
геометрических размеров се-
- Исследованиями оптимальных
параторов установлено, что наиболее рациональной является
цилиндрическая форма гнезда под шарик, при которой кон-
струкция получается. более технологичной. В случае изготов-
ления конусных отверстий потери на- трение возрастают
216
в 1,5 раза для конуса 18° и в два раза для конуса в 30° по срав-
нению с цилиндрическими гнездами.
Рис. 109. Шарикоподшипник с сепаратором и вставками из
' твердого смазывающего материала:
/—сепаратор; 2—вставки: 3—внутреннее кольцо
Одним из основных условий обеспечения долговечной работы
самосмазывающегося шарикоподшипника является создание до-
статочного запаса смазывающего
материала в подшипнике и возмож-
ность его попадания на все трущие-
ся поверхности.
На рис. 109 показана конструк-
ция радиального шарикоподшипни-
ка, в которой кроме сепаратора из
самосмазывающегося материала
установлены смазывающие встав-
ки на внутреннем кольце. Испыта-
ния радиального шарикоподшипник
ка 204^ проведенные с различными
материалами сепаратора и вставок
при радиальной нагрузке 1,2 кгс и
осевой 2 кгс с частотой вращения
10000 об/мин, показали целесооб-
разность применения смазывающих
вставок [94]. Рёзультаты испыта-
ний подтвердили, что в случае при-
менения смазывающих вставок дол-
говечность подшипника при темпе-
ратурах 180—230 °C увеличилась на
40—400%. Так, со вставками из
стали ШХ15 долговечность подшип-
ника составила от 40 до 300 ч, а со
вставками из полиамида с графитода й фторопласта Со стекло*
волокном — от 160 до 800 ч.
ПО. Шарикоподшипники
Рис.
с корончатыми самосмазываю-
щимися сепараторами: а — ба-
зирующийся иа шейке вала;
б — сепаратор в габаритах под-
шипника

21Г
Для тепло прочных вакуумных шарикоподшипников (вакуум
до 10-5 мм рт. ст., температура до 400 °C) были исследованы
[11] корончатые самосмазывающиеся выносные сепараторы, на-
правляемые по бортам внутреннего или наружного кольца
(рис. ПО). Корончатые сепараторы обеспечивают работоспособ-
ность теплопрочных вакуумных шарикоподшипников, так как
у них гнезда под шарики открыты с одной стороны, что облег-,
чает удаление продуктов износа, а центровка сепаратора отно-
сительно колец улучшена. Корончатый сепаратор снабжен зам-
ком, размер проходного паза А которого меньше на 0,1 мм для
металлических сепараторов и на 0,2—0,4 мм для неметалличе-
ских. Исследования показали надежную работу таких конструк-
ций в течение более 1000 ч с использованием самос’мазываю-
лцихся материалов ФН-202 (до 250 °C) и АМАН-24 (до 300 °C)
для выносного сепаратора и не менее 500 ч для металлического
корончатого сепаратора, размещенного в подшипнике и изготов-
ленного из бронзы БрА/КМцЮ-3-1,5 (до 400 °C).
Список литературы
1.	Абашин Э. Я. Исследование условий применения графитопластовых
подшипников при ремонте и модернизации узлов трения оборудования лес»
ной и деревообрабатывающей промышленности. Автореф. канд. дис. ЛТА
им. С. М. Кирова. Л., 1975. 19 с.
2.	Альшиц И. Я. Повышение эффективности работы металлополимерных
узлов трения. Автореф. докт. дис. Физ-хим. ин-т им. Л. Я. Карпова. М.,
1973. 64 с.
3.	Андриевский В. Г.г Максюшин А. Ф. Металлополимерные сепараторы
для подшипников качения. — В кн.: Подшипниковая промышленность. М.,
НИЙНавтопром, 1974, № 6, с. 5—15.
4.	Аппарат ПМ 1,6-0,6/0,6 с перемешивающим устройством для жидких
сред/Медведев В. Д., Поляков В. Н., Живилов В. С. и др. М., ЦИНТИхим-
нефтемаш, сер. № 12, 1976. 5 с.
5.	Архангельский Б. А., Кулапин А. В. Судовые подшипники из неметал»
лических материалов. Л., Судостроение, 1969. 264 с.
6.	Бушмарин Н. М., Трофимовская Л. С., Явленский К. Н. Расчет пласт-
массовых сепараторов шарикоподшипников.— Вестник машиностроения,
1971, № 2, с. 45—46.
7.	Борисов В. И., Угренев А. В. Судовой опорный подшипник из кап-
ролона. — В кн.: Технология судостроения. Л., Судостроение, 1973, № 4, с. 24.,
8.	Боуден Ф. П., Тейбор Д. Трение и смазка твердых тел. Пер. с англ. Под
ред. д-ра техн, наук И. В. Крагельского. М., Машиностроение, 1968. 543 с.
9.	Брейтуэйт Е. Р. Твердые смазочные материалы и антифрикционные по-
крытия. Пер. с англ. Под ред. В. В. Синицына. М., Химия, 1967. 320 с.
10.	Вайнштейн В. Э., Трояновская Г. И. Сухие смазки и самосмаэываю-
щиеся материалы. М., Машиностроение, 1968. 179 с.
11.	Вольбром Б. А. Исследование теплопрочных вакуумных шарикопод-
шипников. Автореф. канд. дис. МИЭМ. М., 1968. 29 с.
12.	Воронков Б. Д., Киричек Б. И. Антифрикционные коррозионностойкие
материалы на основе фторопласта-40П. Л., ЛДНТП, 1968. 35 с.
13.	Воронков Б. Д., Пряничникова Т. В. Влияние структуры стеллита на
его износостойкость. — Химическое и нефтяное машиностроение, 1973, № 5,
с. 32—33.
14.	Воронков Б. Д. Использование углеводородных фракций типа бензй-
нов для смазки подшипников. — В кн.: Подшипниковая промышленность. М.,
ЦИНТИАМ, вып. 3, 1964, с. 8—9.
15.	Воронков Б. Д., Лебедев В. И. Избирательный перенос при трении в
коррозионноактивной среде. — В кн.: Электрохимические процессы при трении
и использование их для борьбы с износом. Тр. Всесоюзн. конф. Одесса, 1973,
с. 136—137.
16.	Воронков Б. Д., Гаршин А. П., Карлин В. В. Исследование трения и из-
нашивания материала С2.— В кн.: Абразивы, НИИмаш, 1969, вып. 6, с. 4—10.
17.	Воронков Б. Д., Докучаев Ю. Н., Тяжельникова Л. Н. Машина трения
МТК-1 для испытания материалов трущихся пар в агрессивной среде при по-
вышенной температуре. — Физико-химическая механика материалов, т. 6, 1970,
№ 1, с. 72—75.
18.	Воронков Б. Д., Шейн А. С. Новые коррозионностойкие шарикопод-
шипники для химического машиностроения. — Химическое и нефтяное маши-
ностроение, 1970, № 1, с. 39—40.
19.	Воронков Б. Д., Киричек Б. И., Шнабель В. Е. Опыт создания и приме-
нения композиций на основе самосмазывающихся пластмасс в химическом, ма-
шиностроении.— В кн.: Фрикционные и антифрикционные пластмассы. М.,
МДНТП, 1975, с. 103—107.
20.	Воронков Б. Д. Подшипники сухого трения. Л., Машиностроение,
1968. 140 с.
21.	Воронков Б. Д, Киричек Б. И. Применение композиционных материа-
лов на основе фторопласта-40 в машиностроении. — В кн.: Опвй применения
219
фторопластов в машиностроении. Под ред. А. Д. Яковлева. Рига, Латв.
•ИНТИиП, 1969, с. 68—78.
22.	Галивец Д. В., Шенклянов В. А. Выносные графитовые подшип*
ники загрузочных шнеков, транспортирующих агрессивную пульпу.— Цвет-
ные металлы, 1969, № 7, с. 20—21.
Ганз С. Н., Пархоменко В. Д. Антифрикционные химически стойкие
материалы в машиностроении. М., Машиностроение, 1965. 148 с.
,	24. Гаркунов Д. Н., Поляков А. А. Повышение износостойкости деталей
конструкций самолетов. М., Машиностроение, 1974-. 200 с.
25.	Гафнер С. Л. Исследование долговечности тяжелонагруженных под-
шипников скольжения сухого трения. Автореф. канд. дис. ИМАШ. М.х
1974 . 25 с.
26.	Гиляров П. П. Шарикоподшипники с порошковой смазкой.— Вестник
машиностроения, 1977, № 6, с. 34.
27.	Горбунов А. Г. Разработка и исследование теплостойких скоростных
приборных Шарикоподшипников для работы в атмосфере и вакууме. Автореф.
канд. дис. МИЭМ, М., 1968. 30 с.
28.	Гороховский Г. А. Методика и результаты изнашивания элементов
пары трения металл — пластмасса при сухом и граничном трении.— В кн.:
Трение, смазка и износ деталей машин. — Тр. КИГВФ, вып. 2. Киев, 1961,
с. 43—45.
29.	Гурвич О. С. Исследование влияния высоких температур (до 2200 °C)
на трение графитовых, материалов. М. МХТИ им. Д. И. Менделеева,
1966. 20 с.
30.	Давыдов А. П. Резиновые подшипники в машиностроении. Л., Ма-
шиностроение, 1976. 200 с.
31,	Евдокимов В. Д. Реверсивность трення н качество машин.— Киев,
Техника, 1977. 148 с.
32.	Зозуля В. Д. Смазки для спеченных самосмазывающихся подшипников.
Киев, Наукова думка, 1976. 192 с.
33.	Изготовление и эксплуатация деталей из новых антифрикционных
углеродистых материалов, работающих без смазки. М., ГОСИНТИ, 1970. 38 с.
34.	Износостойкие материалы в химическом маШиностроений/Ворон-
ков Б. Д., Виноградов Ю. М., Лазарев Г. Е. и др. Справочник. Под ред.
Ю. М. Виноградова. Л., Машиностроение, 1977. 256 с.
35.	Инструкция ВНИИНП. Нанесение твердых смазочных покрытий, со-
держащих дисульфид молибдена, на поверхности трения. М., Химия,
,1967. 12 с.
36.	Использование эффекта избирательного переноса для повышения
долговечности судовых узлов трения/Дмитриев Б. С., Зиновьев В. М., На-
ринский Ф. И. и др. — В кн.: Технология судостроения. Л., ЦНИИТС, 1973,
№ 8, с. 56—59.	...
37.	Исследование водородного износа. Под ред. А. А. Полякова и
Ю. С. Симакова М., Наука, 1977. 84 с.
38.	Исследование износостойкости материала АТМ-2 применительно к
сальникам поршневых компрессоров/Быстров Н. М., Фондаминский Л. С.,
Новиков И. И., Воронков Б. Д.— Химическое и нефтяное машиностроение,
1971, № 9, с. 6—7.
39.	Исследование эксплуатационных свойств комбинированных подшип-
ников на водяной смазке/Кончаковский В. А., Мирошников В. Н., Усано*
вич Л. Ю, и др. — Порошковая металлургия, 1977, № 5, с. 73—77, № 6,
,С. 79;—84.
,	40. Ковалев ДО. П., Сивоконенко И. М., Явленский К. Н. Опоры приборов.
М.» Машиностроение, 1967. 192 с.
41.	Концевые, гидродинамические опоры мешалок для крупногабаритных
эмалированных реакторов/Виноградов Ю. М., Ямпольский С. Л., Воро-
чек А. В,, Кондрашов В, В,—Химическое и нефтяное машиностроение, 1975,
№ 10, с, 9—11,
220
42.	Крагельский И. В. Приближенный расчет износа сопряжений. — Вест-
ник машиностроения, 1974, № 4, с. 36—38.
43.	Крагельский И. В., Рубин М. Б., Зиновьев В. М. Протекторный метод
подавления износа в морской воде.— В кн.: Надежность и контроль каче-
ства. М., Изд-во стандартов, 1975, № 8, с. 49—55.
44.	Крагельский И. В., Добычин М. Н., Комбалов В. С. Основы расчетов
на трение и износ. М., Машиностроение, 1977. 526 с.
45.	Купчинов Б. И., Савицкий В. Н., Асташин В. Я. Антифрикционный
самосмазывающийся материал повышенной теплостойкости на основе древе-
сины.— В кн.: Фрикционные и- антифрикционные пластмассы. М., МДНТП,
1975, с. 62—66.
46.	Купчинов Б. И., Белый В. А., Нешик А. П. К вопросу о влиянии во-
дорода на трение пары сталь — древесина. — Изв. АН БССР. Сер. физ.-техн,
наук, 1973, № 1, с. 127—131.
47.	Кутьков А. А. Износостойкие и антифрикционные покрытия. М., Ма-
шиностроение, 1976. 152 с.
48.	Лашко Н. Ф., Чатынян Л. А. Влияние структуры и фазового состава
на износостойкость никелевого сплава.— Металловедение и термическая об-
работка металлов, 1962, № 7, а 20—23.
49.	Лопатин Ю. Т. Расчет подшипников скольжения с вкладышами из
полиамидов.— В кн.: Новые материалы в машиностроении. Под ред.
Л. Я. Поцилова. М.— Л., Машиностроение, 1964, с 182—189.
50.	Мизери А. А. О механизме смазки пористых металлокерамических
подшипников при отсутствии подачи масла извне. — Вестник машинострое-
ния, 1965, № 8, с. 44—4б.
• 51. Мирзоев Р. Г. Пластмассовые детали машин и приборов. М. — Л.,
Машиностроение, 1965. 356 с.	,
, 52. Мишин И. А. Долговечность двигателей. Л., Машиностроение, 1976.
288 с.
53. Мошков А., Д. Пористые антифрикционные материалы. М., Машино-
строение, 1968. 207 с.
.< .54. Наролин В. И. Исследование износостойкости пар трения, в жидких
агрессивных, средах машин и аппаратов пищевых производств. Автореф.
канд. дис. Всесоюзн. заочн. ин-т пищ. пром. М., 1974. 31 с.
55	., Неметаллические антифрикционные материалы для дейдвудных под-
. шилииков крупнотоннажных судов/Наринский Ф. И., Рубин М. Б., Соков.Е. В.,
Чуксанов О. В.— В кн.: Технология судостроения. Л., Судостроение, 1973,
.№ 3, с. 73—77.
56.	Нисимура Э. Несмазывающиеся подшипники из пластмасс. Пер. с
япон..М„ ГПНТБ, № 38198, 1964. 18 с.
57.	О радиационной стойкости фторопласта-40П и композиций на его
основе/Киричек Б, И., Шнабель В. Е., Кенько В. М. и др.— В кя.: Пласти-
ческие массы на основе полиолефинов, фторлонов и пентапласта. Л., ЛДНТП,
1972, с. 26—28.
58.	Опоры осей и валов машин и приборов/Спицын Н. А., Машцев М. М.,
Красковский Е. Я. и др. Под ред. Н. А. Спицына и М. М. Машнцра. Д.,
Машиностроение, 1970. 520 с.	. ,	.
59.	Опыт применения углепластиков — антифрикционных материалов
в машиностроении/Врронков Б. Д., Киричек Б. И., Шнабель В. Е., Фельд-
ман Д. И. Л., ЛДНТП, .1976. 20 с.
60.	Петров Ю. М., Федорович П. Т. К вопросу об оптимальном разме-
щении капроновых покрытий в паре вал — подшипник. Сб. статей. Кишинев,
‘1964, с. 78—85 (Тр. Кишинёвск. с.-х. ин-та им. М. В.. Фрунзе. Т. 33. Вып. 2).
61.	Петровский Б. С., Перлин С. М., Шрейбер Г. К. Подшипники из ори-
ентированных моноволокон.— Вестник машиностроения, 1971, № 5, с. 44—45.
..	62. Пешти Ю. В., Шадрина В. Ю. Особенности работы самдгенёрирую-
щихбя лепестковых подшипников с газовой см азкойг— Вестник Машинострое-
ния, 1976, № 5, с. 23—26.	$
•221
63.	Пивонов Е. Г., Хованов М. И. Наборные вкладыши металлопластмас-
совых подшипников. — Вестник машиностроения, 1971, № 5, с. 41—44.
64	Пинегин С. В., Гудченко В. М. Материалы опор с газовой смазкой.
М., НИИмаш, сер. C-IX, 1972. 115 с.
65.	Плуталова Л. А. Современные представления о механизме трения
ггары металл— графит. — В кн.: Труды III Всесоюзной конференции по тре-
нию и износу В машинах. Т. 2. М., Изд-во АН СССР., 1960, с. 22—29.
66.	Повышение износостойкости на основе избирательного переноса. Под
ред. Д. Н. Гаркунова. М., Машиностроение, 1977. 215 с.
67.	Попов И. Н. Исследование трения в направляющих вращательного
движения приборов. Автореф. канд. дис. Новочеркасск, политехи, ип-т. 1967.
22 с.
68.	Применение металлокерамических твердых сплавов в узлах трения
химического оборудования/Воронков Б. Д., Лебедев Б. И., Нусимович Г. Я.
и др. Тр. НИИхиммаша, вып. 60, 1972, с. 118—125.
69.	Проников А. С. Надежность машин. М., Машиностроение, 1978. 592 с.
70.	Раевский А. Н. Полиамидные подшипники. М., Машиностроение, 1967.
140 с.
71.	Самосмазывающиеся полимерно-углеродистые подшипники. Информ,
листок Ворошиловск. ЦНТИ, № 164—8/5. 1976. 4 с.
72.	Самохин О. Н., Ананьев Ю. А., Дацковский В. Ш. Исследование ра-
ботоспособности малогабаритных высокоскоростных самосмазывающихся
подшипников. — В кн.: Подшипниковая промышленность. М., НИИНавто-
пром, 1974, № 7, с. 11—17.
73,	Свойства конструкционных материалов на основе угЛерода/Нагор-
ный В. Г., Котосонов А. С., Островский В, С. и др. Справочник. Под ред,
В. П^Соседова. М., Металлургия, 1975. 336 с.
74.	Семенов А. П., Савинский Ю. Э. Металлофторопластовые подшип-
ники. М., Машиностроение, 1976. 192 с.
75.	Сентюрихина Л. Н., Опарина Е. М. Твердые дисульфидмолибденовые
смазки. М., Химия, 1966. 152 с.
76.	Силин А. А., Овсеенко Г. Р. Применение «ротапринта» в подшипниках
сухого трения.— В кн.: Повышение износостойкости и срока службы ма-
шин. Вып. 4. Киев, 1966 (Тезисы докладов IV Киевской научно-технической
конференции).
77.	Соколов Ю. Н., Майорова Э. А., Левин А. Л. Расчет нагрузочной
способности полимерных подшипников скольжения. — Вестник машинострое-
ния, 1974, № 4, с. 58—61.
78.	Спицын Н. А., Капканец И. И. Детали машин и подъемно-транспорт-
ные машины. М., Высшая школа, 1961. 332 с.
79.	Спицын Н. А. Конструкции и режимы работы самосмазывающихся
подшипников без подвода жидкой смазки. — Труды ВНИПП, № 2. М., 1963,
с 21—33.
80.	Трофимович А. Н., Приходько О. Г., Кравец Н. И. Исследование из-
носостойкости фенилона в условиях работы трущихся деталей подшипников
скольжения и торцовых уплотнений.— Химическое и нефтяное машинострое-
ние, 1977, № 12, с. 29—31.
81.	Твердые смазочные покрытия. Под ред. Р. М. Матвеевского. М.,
Наука, 1977. 112 с.
82.	Тененбаум М. М. Износостойкость конструкционных материалов и
деталей машин при абразивном изнашивании. М., Машиностроение, 1966.
331 с.
83.	Титановые сплавы в машиностроении/Чечулин Б. Б., Ушков С. С.,
Разуваева И. Н. я др. Под ред. Г. И. Капы; ина. Л., Машиностроение, 1977.
248 с.
84.	Увеличение износостойкости и срока службы червячных прессов для
обезвоживания синтетических каучуков/ Воронков Б. Д., Глобин Н., К.. Гуй-
да А. Ф., Лебедев Б. И, — Химическое и нефтяное машиностроение, 1976,
№ 7, с. 29—30.
222
85.	Фторопластовые подшипники, работающие без смазки/Черешке-
вич Л. В., Чегодаев Д. Д., Язвина Н. Е., Беленькая С. В. Л., ЛДНТП, 1959,
31 с.,
86.	Фтороуглеродные пластики. Каталог-справочник. Черкассы, НИИТЭ-
хим. 1974. 80 с.
87.	Харгрейвс Р., Тейтем Д. X. Характеристика некоторых простых под-
шипниковых материалов при низких температурах в условиях граничной
смазки. Пер. с англ. ЛДНТП, 1964. 13 с.
88.	Чёрнавскйй С. А. Подшипники скольжения. М.г Машгиз, 1963. 243 с.
89.	Шейнбёрг С. А., Жедь В. П., Шишеев М. Д. Опоры скольжения с га-
зовой смазкой. М, Машиностроение, 1969. 242 с.
90.	Шембель Н. Л., Сагалаев Г, В. Сравнительные данные о свойствах
графитопласта АТМ-2.— В кн.: Фрикционные и антифрикционные пласт-
массы. МДНТП, 1975, с. 50—57.
91.	Юдицкий Ф. Л., Воронковская А. П. Графитовые подшипники в су-
довом машиностроении. Л., Судостроение, 1967. 184 с.
92.	Brauer V., Grelich D. Untersuchungen fiber den Einsatz wartungs-
freier Lager aus Kohle. — Schmierungstechnik, 1976, 7, N 3, S. 72—74.
93.	Campbell M. E., Van Wyk Y. W. Development and evaluation of
lubricant composite materials. — Lubricat. Engng., 1964, 20, N 12, p. 463—469.
94.	Devine M. Y., Lamson E. R., Cerini Y. P. Solids and solid lubri-
cation.— Lubricat. Engng., 1965, 21, N 1, p. 16—26.
95.	Hodes E. Aufbau von Ublichen Frockenlagern aus Metall — Kunst-
stoff — Verbundwerkstoffen. — Maschinenmarkt, L973, 79, N 79, S. 1717—1720.
96.	Lancaster Y. K. Dry Bearings: a Survey of Materials- and Factors
Affecting Their Performance. — Tribology, 1973, 6, N 6, p. 219—251.
07;	Lewis P., Murray S. E, Peterson M. B. Lubricant evaluation for
bearing systens operating in spatial environments.—ASLE Trans, 1963, 6,
N 1, p. 67-77.
98.	Mohler Y. B. Using carbon bearings. — Plant Engng. (USAJ, 1976,
30, N 9, p. 21Г—213.
99	Savage R. N. Vapor Lubrication of Graphite sliding Contacts. —
Journ. Appl. Phys., 1956, 27, N 2, p. 112—113.
100.	Van Wyk Jan W. Ceramic airframe bearings. — Lubric, Engng., 1975,
31, N I, p. 558-564.
Оглавление
Предисловие . .....................................................3
Глава I. Основы теории и расчета подшипников..................  .	4
1.	Основные положения современной науки об износе
2.	Выбор материалов для подшипников сухого трения разного на-
значения ..................................................14
3.	Основы расчета подшипников сухого	трения.................19	•
Глава II. Конструкции, технология изготовления и особенности эксплуа-
тации подшипников скольжения......................................36
4.	Твердые смазочные материалы . .	. .................—
5.	Подшипники из графита и углепластиков...................50
6.	Подшипники из полиамидов................................65
7.	Подшипники из текстолита................................80
8.	Фторопластовые подшипники...............................90
9.	Металлокерамические подшипники.........................117
10.	Подшипники из карбидокремниевых	композиций.............135
11.	Минералокерамические подшипники........................149
12.	Подшипники из металлических сплавов и покрытий .... 155
13.	Самосмазывающиеся подшипники из прессованной древесины 174
14.	Опоры, работающие в контакте с агрессивными средами . . 183
Глава III. Подшипники качения ...................................191
15.	Работа подшипника качения в условиях сухого трения . . . —
16.	Подшипники качения, смазываемые твердыми смазочными ма-
териалами .................................................194
17.	Подшипники качения с самосмазывающимися сепараторами для
работы в атмосфере и вакууме.............................  198
18.	Подшипники качения с самосмазывающимися сепараторами для
работы в	жидких агрессивных средах...................  206
19.	Особенности устройства самосмазывающихся шарикоподшип-
ников ...................................................  213
Список литературы..............................................,.219
ИБ № 2025
Борис Дмитриевич Воронков
ПОДШИПНИКИ
СУХОГО
ТРЕНИЯ
Редактор Г. Г. Степанова
Художественный редактор С. С Венедиктов
Технический редактор Т. Н. Витошинская
Корректор Т. Н. Гринчук
Обложка художника С. С. Венедиктова
Сдано в набор 27.03.79. Подписано в печать 26.11 79. М-26609. Формат 60X90'/ie- Бумага типо-
графская № 2. Гарнитура литературная. Печать высокая Усл. печ. л. 14,0. Уч.-изд. л. 15,48’.
Тираж 18 000 экз. Зак. 116. Цена 80 коп.
Ленинградское отделение издательства
«МАШИНОСТРОЕНИЕ»,
191065, Ленинград, Д-65, ул. Дзержинского, 10
Ордена Трудового Красного Знамени Ленинградская типография № 2 имени Евгении Со-
коловой «Союзполиграфцрома» при Государственном комитете СССР по делам издательств»
полиграфии и книжной торговли, 198062; Ленинград, Л-52, Измайловский проспект, 29.