/
Текст
изнашивание
Chipmaker.ru
Chipmaker.ru
Chipmaker.ru
Справочник
chipmaker.ru
Трение изнашивание и смазка
Справочник в 2 книгах
Под редакцией д-ра техн, наук проф. И. В. Крагельского н канд. техн, наук В. В. Алисина
изнашивание
и смазка
Справочник • книга 1
Chipmaker.ru
МОСКВА « МАШИНОСТРОЕНИЕ » 1978
chipmaker.ru
ББК 34.41
Т66
УДК 621.891 —621.1.004.624-621.89(031)
„ Д BJ 0 Р ы; В- В. Алисин, А. Я. Алябьев, А: М. Архаров, В. А. Балакин, В. А. Белый, К. М. Бадыштова, Н. А. Буше, И. Э. Виноградова, Ю. М. Виноградов, Н. Л. Голего, 2*’ Данилов,И. Б. Демкин, Ю. Л. Ишук, В. Н. Кащеев, И. В. Крагельский, *’ Лазарев, И. М. Любарский, Р. М. .Матвеевский, Н. М. Михин, Г. А. Прейс А. С. Проников, В. Д. Резников, Э. В. Рыжов, А. И. Свириденок, Г. И. Трояновская, Л. Д. Харитонова, Г. Я. Ямпольский
Рецензенты: Д. Н. Гаркунов, В. В. Грнб, В. Г. Павлов, Ю. С. Симаков
Трение, изнашивание и смазка: Справочник. В 2-х кн./Под ред.
Т66 И. В. Крагельского, В. В. Алисина.—М.: Машиностроение, 1978 - - Кн. 1. 1978. 400 с., ил. В пер.: 2 р. 10 к.
Впервые в вашей стране большим коллективом ведущих ученых создан справочник, обобщающий исследования в области трения, износа и смазки машин.
В первой книге рассмотрены вопросы теории трения и изнашивания твердых тел в различных условиях на основе современного уровня знаний с учетом физики явлений, протекающих в зонах контакта взаимодействующих поверхностей; приведены рекомендации по выбору материала для узлов трения и их смазки, способы повышения износостойкости, а также расчет и прогнозирование износостойкости при проектировании.
Справочник предназначен для инженерно-технических работников машиностроительных заводов, конструкторских и исследовательских организаций.
_ 31301-031 ББК 34.41
Т 038(01) 78 31’78 6П5
© Издательство «Машиностроение», 1978 г.
Оглавление
Chipmaker.ru
Предисловие ...................................................................... 9
Основные обозначения.............................................................. Ю
Глава 1. КОНТАКТ ТВЕРДЫХ ТЕЛ (д-р техн, наук проф. Н. Б. Демкин) .... 12
Контакт идеально гладких поверхностей ................. .'.................. 12
Качество поверхностей деталей машин......................................... 15
Физико-механические свойства поверхностных слоев . . . '.................. 15
Характеристики микрогеометрии поверхностей .............................. 16
Методика определения характеристик микрогеометрии......................... 19
Контакт шероховатых поверхностей......................................... 27
Взаимодействие выступов контактирующих поверхностей........................ 27
Фактическая и контурная площади контакта.................................. 28
Расчет фактической площади контакта и фактического давления ...... 29
Расчет контурной площади контакта и контурного давления................... 32
Расчет сближения поверхностей............................................ -34
Расчет объема межконтактного пространства ....*. ........ 35
Расчет числа пятен фактического контакта, их средней площади и среднего расстояния между ними................................................... 36
Реологические свойства контакта........................................... 37
Методы и приборы для исследования свойств контакта.......................... 39
Измерение фактической площади контакта.................................... 39
Измерение контактных деформаций............................................ 43
Список литературы............................................................. 43
Глава 2. РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТОВ ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ И ПРЕДВАРИТЕЛЬ-
НОГО СМЕЩЕНИЯ (д-р техн, наук проф. Н. М. Мнхнн)................
Основные понятия и определения .....................................
Взаимодействие твердых тел..........................................
Факторы, влияющие на коэффициент внешнего трения покоя..............
Контурное давление ................ ......................... . .
Шероховатость поверхности........................................
Механические свойства контактирующих материалов..................• .
Температура контактирующих тел...................................
Методики определения величин, необходимых для вычисления коэффициента внешнего трения покоя. . ................................ ..............
Методика вычисления коэффициента трения.............................
Предварительное смещение............................................
Список литературы...................................................
Глава 3. РАСЧЕТ ИНТЕНСИВНОСТИ ИЗНАШИВАНИЯ МАТЕРИАЛОВ (д-р теХн. наук И. В. Крагельскнй, канд. техн, наук В. В. Алисин) ..................
Общая характеристика процесса изнашивания материалов................
Физическая модель износа............................................
Основные расчетные зависимости......................................
Факторы, влияющие на интенсивность изнашивания......................
Пример расчета.....................................................
Список литературы...................................................
Глава 4. РАСЧЕТ ИЗНОСА СОПРЯЖЕНИЙ (д-р техн, наук проф. А. С. Проникав) Износ сопряжений .......................................................
Исходные закономерное!и изнашивания материалов.....................
Износ поверхности и сопряжения . ................................
Классификация сопряжений по условиям изнашивания.................
45
45
46
57
57
60
63
65
66
73
78
81
84
84
85
91
94
96
97
98
98
98 •99
100
chipmaker.ru
Методы расчета износа сопряжений.......................................... 102
Использование условия касания.......................................... 102
Направляющие поступательного движения.................................. 105
Сопряжения с переменными условиями касания............................. 109
Приработка неточно выполненных и деформированных тел.................... ПО
Пары с небольшими относительными перемещениями......................... 112
Расчет на износ с учетом жесткости........................................ 113
Контактная задача для изнашивающихся сопряжений........................ 113
Переход статической эпюры давлений в динамическую...................... 115
Жестко связанные сопряжения . . . •............... . 117
.Расчет предельных состояний по износу . . 118
Максимально допустимые износы.......................................... 118
Предельные износы многозвенных механизмов.............................. 119
Расчет надежности сопряжений ........................................... 120
Показатели надежности.............................. . . ............... 120
Пример расчета. ресурса и вероятности безотказной работы детали .... 122
Прогнозирование износа сопряжений...................................... 123
Влияние износа на выходные параметры машины'........................... 123
Схема расчета машины на надежность...................................... 125
Список литературы ......................................................... 126
Глава 5. ПОДБОР МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ТРУЩИХСЯ ДЕТАЛЕЙ (акад. АН БССР
В А. Белый, д-р техн, наук А. И. Свиридеиок)........................ 127
Анализ условий эксплуатации и разработка технического задания............ 128
Предварительный выбор материала.......................................... 130
Общие сведения о материалах........................................... 130
Материалы ла основе полимеров ... ... .................. 130
Ленточные (слоистые) материалы........................................ 146
Углеграфитные материалы .............................................. 148
Металлокерамические материалы................................... ... 150
Расчетно-конструктивная оценка работоспособности узла трения..............151
Окончательный выбор материала........................... :............... 158
Список литературы............................................., . . . . 158
Глава 6. МЕТАЛЛЫ В УЗЛАХ ТРЕНИЯ.................. . 160
Структурные превращения при зрении металлов (д-р техн, паук прог)». И. М. Любарский) ................................................................ 160
Общие положения....................................................... 160
Структура и свойства........................... . .............. 160
Упрочняющая обработка............................................... 160
Вторичные процессы при трении........................................ 163
Основные методы исследования структуры............................... 165
Рекомендации.................. •..................................... 166
Повышение износостойкости химико-термической обработкой металлов (д-р техн.
наук IO. М. Виноградов)...................................................... J67
Характеристика процессов................................................. 167
Виды ХТО и их применение................................... . . 167
Оценка эффективности ХТО.................................................. 174
Трение и износ металлов при высоких скоростях скольжения (канд. техн, наук
В. А. Балакину.............................................................
Список литературы........................................................... 1'°
Глава 7. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ АНТИФРИКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ (д-р техн, наук проф. Н. А. Буше)......................................................
Краткая характеристика подшипниковых сплавов..................... -
Баббиты ...........................................................
Сплавы на медной основе............................................
Сплавы на алюминиевой основе...........................
Сплавы на цинковой основе .... . ......... .................
Сплавы па железной основе..........................................
Сплавы, изготовляемые методом порошковой металлургии............ . .
Сравнительная оценка свойств подшипниковых материалов............. .
Усталостная прочность . ...........................................
Прпрабатываемость..................................................
Сопротивляемость изнашиванию.......................................
Совместимость элементов трущейся пары..............................
Задиростойкость ...................................................
Выбор подшипниковых сплавов...........................................
Список литературы.....................................................
179
179
179
181
184
185
186
187
189
189
196
197
199
201
202
205
Глава 8. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ
МАТЕРИАЛОВ И УЗЛОВ ТРЕНИЯ (д-р техн, паук проф. Э. • В. Рыжов)
Общие положения......................................'. ......
Обработка деталей резанием'". . •. -...............................
Обработка деталей поверхностным пластическим деформированием (ППД).... Термическая обработка (поверхностная закалка)......................
Нанесение покрытий.................................................
Наплавка поверхностей ........................................... .
Напыление материала ...............................................
Список литературы............................................... •
206
206
212
216
221
222
224
228
233
Глава 9. СМАЗОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ И ПРИСАДКИ . . . ............................. 234
Моторные масла (канд. техн, наук В. Д. Резников) , . . . ............... 234
Классификация по вязкости и основные принципы выбора................. 234
Классификация по эксплуатационным свойствам и основные принципы выбора .237
Автотракторные трансмиссионные масла (д-р техн, наук И. Э. Виноградова) . . , 238
Вязкость и вязкостно-температурные свойства..................' . . . 238
Основы выбора масел и присадок..............-....,............... 243
Типы и свойства присадок............................................. 247
Требования к маслам.................................................. 252
Масла для промышленного оборудования (канд. техи. наук К. М. Бадыштова) 252
Основные свойства................................. "................ 260
Современный ассортимент............... •............•............... 265
Пластичные смазки (канд. техн, наук Ю. Л. Ищук) ...................... 270
Показатели свойств . '.............;................................. 270
Ассортимент и область применения.................................... 273
Твердые смазки и покрытия для работы в вакууме (канд. техн, наук Г. И. Трояновская) ............................................................. 283
Твердые смазки.................................................. ... -283
Самосмазывающиеся материалы . .'.................................... 285
Фрикционные характеристики твердых смазок н самосмазывающихся материалов . .............................................................. 287
Твердые смазочные покрытия с полимерным связующим.................... 291
Мягкие металлические покрытия- ...................................... 293
Список литературы . . . ................................. 294
Глава 10. ТЕМПЕРАТУРНАЯ СТОЙКОСТЬ ГРАНИЧНЫХ СМАЗОЧНЫХ СЛОЕВ И ТВЕРДЫХ СМАЗОЧНЫХ ПОКРЫТИЙ (д-р техн, наук Р. М. Матвеевский) ............................................................ 296
Влияние природы масел, присадок-' н пластичных ‘ смазок................. 298
Влияние материала поверхностей трения................................... 302
Влияние газовой среды....................................................304
Температурная стойкость твердых смазочных покрытий...................... 305
Список литературы . . ;............................................... 306
Глава 11. ТРЕНИЕ И ИЗНАШИВАНИЕ В АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ (канд. техн.
наук Г. Е. Лазарев, д-р техи. наук проф. Г. А. Прейс) ......... 308
Коррозионно-механическое изнашивание....................................... 308
Износостойкость материалов....................'............................ 309
Материалы для узлов трения ............................................... 310
Стали и сплавы.......................................................... 310
Антифрикционные материалы на основе углерода (уг леграфнты) ...... 312
Твердые неметаллические материалы . .................................. 314
Полимерные материалы............'.................................... 317
Силикатные покрытия (эмали) .................................. ..... 318
Гидроабразивное и эрозионное изнашивание................................. 319
Список литературы ........................................... ....... 321
Глава 12. ИЗНОС ПРИ НАЛИЧИИ АБРАЗИВА (д-р физ.-мат. наук проф. В. Н. Кащеев, канд. техи. наук Г. Я. Ямпольский).................................. . . .
Факторы, влияющие на величину износа........................................
Виды износа.................................................................
Повышение износостойкости деталей...........................................
Список литературы..................................................... . .
Глава 13. ТРЕНИЕ В ВАКУУМЕ (канд. техн, наук К. Д. Данилов, канд. техн, наук Г. И. Трояновская).............................................................
Общие сведения..............................................................
Требования к узлам трения...................................................
323
323
325
335
336
338
338
341
chipmaker.ru
Трение покоя . . . . ................................................ 348
Преимущества фрикционных узлов с трением покоя ........................ 348
Определение коэффициентов трения покоя................................. 348
Исследование фрикционных узлов при длительной работе в режиме треиия покоя................................................................. 350
Трение скольжения........................................................ 352
Трение качения.........................-.................................. 356
Список литературы......................................................... 359
Глава 14. ТРЕНИЕ В УСЛОВИЯХ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР (д-р техн, наук
проф. А. М. Архаров, канд. техн, наук Л. Д. Харитонова)........... 361
Низкотемпературные узлы трения и применяемые материалы.................. 361
Элементы методики экспериментального исследования....................... 364
Коэффициенты трения при низких температурах............................ 367
Расчет температурного поля в торцовых узлах трения...................... 371
Список литературы....................................................... 374
Глава 15. ФРЕТТИНГ-КОРРОЗИЯ (Чл.-кор. АН УССР Н. Л. Голего, д-р техн, наук проф. А. Я. Алябьев)...............................; . . ...............
Общие сведения..............................’ . .....................
Испытания на фреттинг-коррозию.........................................
Факторы, влияющие на развитие фреттинг-коррозии........................
Механизм фреттинг-коррозии............' ... ..........................
Количественная оценка фреттинг-коррозии ...............................
Защита от фреттинг-коррозии............................................
Список литературы......................................................
Предметный указатель ..................................................
376
376
377
378
386
386
387
390
391
Предисловие
Chipmaker.ru
По мере развития наука о машинах обогащается новыми разделами, создание которых диктуется потребностями практики.
Так, первые расчеты машин были связаны с кинематическим анализом взаимо-перемещающихся элементов машин. Затем с созданием мощных двигателей возникла потребность в расчетах на прочность.
В настоящее время мы являемся свидетелями создания и развития третьего раздела науки о машинах, получившего название триботехники (от греческого слова tribos — тереть). Существо этого раздела заключается в исследовании контактного взаимодействия взаимно перемещающихся твердых тел, в результате которого В зоне контакта возникают силы трения. Эти силы не только поглощают энергию двигателей, но приводят к изменению размеров деталей сопряжений и точности работы машин. При неблагоприятных условиях внешнее трение переходит во внутреннее, возникает задир, поверхностей трения, который может привести к заеданию, т. е. выходу машины из строя. В ряде случаев силы трения являются полезными (торможение, фрикционные передачи и др.).
Большой вклад в эту область знаний сделали советские ученые, исследования которых в области трения и износа, а также создания смазочных материалов и присадок к ним для различных сопряжений и условий эксплуатации машин обобщены в настоящем справочнике.
Справочник написан большим коллективом ведущих ученых. Он облегчит работу конструкторов при выборе материалов и смазок для заданных режимов трения, а также окажет помощь инженерам-ремонтникам и инженерам-эксплуатационникам. Такой справочник в нашей стране создается впервые, поэтому имеются возможности его дальнейшего совершенствования.
Все замечания и пожелания просим посылать по адресу: 107885, г. Москва, Б-78, ГСП, 1-й Басманный пер., д. 3, издательство «Машиностроение».
। chipmaker.ru
Основные обозначения
Chipmaker.ru
Л„ - номинальная площадь контакта (НПК);
Ас — контурная площадь контакта (КПК);
А, — фактическая площадь контакта (ФПК);
Лт — Нормальная нагрузка;
Т— сила трения;
U — работа трения;
Ра, Ро Рг — давление соответственно номинальное, контурное и фактическое;
М — момент внешних сил;
ЛГТ —момент трения;
t — время;
со — угловая скорость;
v — лирейная скорость;
т — касательные напряжения;
а — нормальные напряжения;
р — коэффициент Пуассона;
£ —модуль упругости;
of — предел текучести;
НВ, HRC, HV — твердость соответственно по Бринеллю, Роквеллу, Виккерсу;
Н — микротвердость;
аг — коэффициент гистерезисных потерь;
Сто — параметр фрикционной усталости;
Ту — показатель кривой фрикционной усталости при упругом контакте;
п — число циклов, приводящих к разрушению деформированного объема; число оборотов;
р — плотность;
„ 1 — п2 , .
= —— -----упругая постоянная материала (для двух деформируемых поверхностен
Л ©V = 0, + 02);
d — диаметр пятна контакта;
R,„„ — наибольшая высота неровностей профиля;
пр — опорная длина профиля;
Тр — относительная опорная длица профиля;
Р ~ уровень сечения профиля;
Нв — высота волны;
КБ — радиус волны;
/;в — шаг волны;
Ra — среднее арифметическое отклонение профиля;
Rz — высота неровностей профиля по десяти точкам;
Sin — средний щаг неровностей;
До — максимальное отклонение формы;
|’п — радиус неровности в поперечном сечении;
Тир — радиус неровности в продольном сечении;
•’пгпр
г = ----------приведенный радиус неровностей;
гл + ’’пр
b, v — параметры опорной кривой;
е — относительное сближение;
10
д — длиь. _ комплексная характеристика шероховатости;
rb
f — коэффициент трения скольжения (безразмерный); частота колебаний;
fM — молекулярная составляющая коэффициента трения;
/д — механическая составляющая коэффициента трения;
I — интенсивность изнашивания линейная;
7Д — интенсивность изнашивания по массе;
1Я — удельный линейный износ;
То — сдвиговое сопротивление при экстраполяции нормального давления к нулю;
Р — коэффициент упрочнения молекулярной связи (безразмерный);
U — износ линейный;
— износ по массе;
Vv — износ объемный;
Л— Глубина внедрения;
V„ — объем межконтактного пространства;
средняя ширина зазора;
я, — касательные контактные перемещения;
у —скорость изнашивания;
Эпов— средняя температура поверхностная;
Э — объемная температура;
1] — динамическая вязкость;
v — кинематическая вязкость;
Л'ц — число циклов нагружения.
chipmaker.ru
Глава I
Контакт твердых тел
Chipmaker.ru
Взаимодействие твердых тел при физических и механических процессах, развивающихся в зоне трения, можно правильно оценить только с учетом микро-геометрии поверхностей деталей машин. Теория контактирования шероховатых поверхностей основывается на классических решениях контактных задач упругости и пластичности и на достижениях в области исследований качества поверхностей.
Поскольку решения контактных задач получены для тел, обладающих правильной геометрической формой и идеальными физико-механическими свойствами, в то время как выступы реальных поверхностей деталей машин разнообразны по форме и их свойства , далеки от идеальных, то для расчета характеристик контакта используют статистические методы, позволяющие описать деформацию некоторого усредненного выступа и учесть законы распределения выступов и волн на поверхности. Такой подход позволяет получить ^счетные формулы, дающие точность, достаточную для инженерных расчетов.
Контакт идеально-гладких поверхностей
По виду напряженного состояния в зонах контакта поверхностей различают контакт-упругий и пластический.
Теория контактных деформаций упругих тел рассматривает два случая: первый, когда первоначальный контакт осуществляется в точке, и. второй, когда вначале контакт осуществляется по линии. Задача решается в предположении, что контактирующие тела являются гладкими однородными, в зоне контакта имеют место только упругие деформации, силы давления нормальны к поверхности касания и размеры площади контакта малы по сравнению с размерами контактирующих поверхностей. Трением на контакте, возникающим в процессе приложения нагрузки, пренебрегают1. Герц показал, что площадь контакта в общем случае является эллипсом, переходящим в предельных случаях в крут или в полосу, ограниченную параллельными прямыми. Первый предельный случай имеет место для двух тел, ограниченных сферическими поверхностями, или двух одинаковых цилиндров со взаимно перпендикулярными осями. Второй случай осуществляется при контактировании двух цилиндров, оси которых параллельны.
Распределение давления по площади контакта для тел различной формы приведены в табл. 1.
В случае эллиптической и круговой площади контакта между средним и мак- ' симальным напряжениями выполняется зависимость
Рт Ртах*
1 Известны решения задач в более обшей постановке, однако в инженерных расчетах в основном используют решения без учета трения на контакте.
12
1. Распределение давления но площади упругого контакта двух криволинейных тел
Первоначальное касание и форма кон- Закон распределения давления Эскиз
тактирующих тел -
В точке, сферические поверхности или цилиндры одного радиуса с перпендикулярными осями
По линии, цилиндры с параллельными .осями
контакта — круг
площадь
Обозначения: р (х, у) — давление в точке с координатами х, у; — максимальное давление; р — радиус круговой площадки контакта.
Формулы для расчета площади контакта, сближения и максимального давления для различных случаев упругого контакта гладких поверхностей приведены в табл. 2.
При пластической деформации среднее давление на контакте можно записать в виде
Рт =
где с — коэффициент, зависящий от формы выступов и наклепа материалов; стг — предел текучести.
2. Формулы для расчета площади контакта, максимального давления и сближения при упругом контакте криволинейных тел
Случай контакта Формулы для расчета
1. Два сферических тела. Площадка контакта круг р = 0,909 f/exi-A'; р™. = 0,578 Л = 0,825 У
В,
chipmaker.ru
Продолжение табл. 2.
Случай контакта Формулы для расчета
2. Сферическое тело с плоскостью. Площадка контакта круг В формулах, соответствующих случаю 1, следует положить + г = 'ш ('ш - радиус шара)
3. Выпуклое сферическое тело с вогнутым (г, > Г2) Площадь контакта круг В формулах, соответствующих случаю 1, положить Г1Г2
Г1~Г2
4. Два цилиндра со взаимно-перпендикулярными осями. Площадка контакта эллипс с полуосями аэ и Ьэ йэ = Pi 1 r®s-V; 1>э = Р2пэ; площадь контакта А = яа3Ь3 = лр2а3;
„ _ 1.5N . , _ „ 1/Л-
Ц/'2 1 1.5 2 3 б 10
Pi 1.144 1,317 1,459 Р2 1,000 0,765 0,632 Рз 1,651 1,635 1,607 1,701 2,226 2,740 0,482 0,308 0,221 1,548 1,405 1,280
перпендикулярными осями и равными радиусами. Площадка контакта круг р = 0,909 ]. 0£гЛ 3 = 0,578 |/^
/1 = 0,825 Г*
•
б. Два цилиндра с параллельными осями (поверхности выпуклые) Площадка контакта прямоугольник шириной 2р р = 1,128 ]/ехг.У,; 1 / xV> Ртах = 0,564 / —-L; • ч ft = “^©1 (1п ~ + 0,407^ +- ©2 ("in + 0,407^
7. Цилиндрическая поверхность с плоской. Площадка контакта прямоугольник шириной 2р В формулах, соответствующих случаю 6, положить г — 'ц ('ц _ радиус цилиндра)
8. Цилиндрическая поверхность с параллельной ей вогнутой цилиндрической поверхностью (>Т > г2) Площадь контакта прямоугольник шириной 2р В формулах, соответствующих случаю 6, положить ' т= Г1Г2 ,
9. Два криволинейных тела, соприкасающихся до деформации в одной точке. Площадь контакта в общем случае эллипс с полуосями аэ и />э 3 —_ 1 / 3 ©,ЛГ , "э = «-|/2 • Ь2 ’ 3 1 1/з (к. ₽m,s |- 2 V 3 1/з ©.N . “ 2 КЕ ’
14
Продолжение табл. 2
Случай контакта Формулы для расчета
й=-тУт0^’2; Ki = _l_ + _l_ + _L + 4-'ll r12 >21 >22 f
^3i^3 P "a ✓ »«
1 0,8 0,6 0,4 0,2 9,1 0,05 0 0,36 0,64 0,84 0,96 0,99 0,997 1,00 1,12 1,27 1,66 9 97 4’() 1 5,98 1,00 0,91 0,81 0,66 0,50 0,40 0,33 1.00 0,99 0,97 0,90 0,73 0,59 0,46
Обозначения: Л7! — нормальная нагрузка на единицу длины; р,„„ — максимальное давление на площадке контакта; р — радиус площадки контакта или половина ширины площадки контакта; 0S = 02 + 02 — упругая постоянная для случая контакта двух деформируемых тел; 1- = ——; —L; —1_; —1_; — главные кривизны в точке контакта; аэ и Ь3 — полуоси
>'1 + >'2 Гц Г 22 >'12 Г21
эллипса площадки контакта; I — эксцентриситет.
Для пластического контакта сферы сх 3 [7] (для наклепанного материала). Практически можно считать, что среднее давление на контакте равно твердости. Наклеп материала позволяет оценивать эмпирическая формула Майера
N = <7J", где d — диаметр отпечатка; g и и — коэффициенты, зависящие от свойств материала (с увеличением наклепа они уменьшаются).
Качество поверхностей деталей машин
Физико-механические свойства поверхностных слоев
Свойства поверхностных слоев детали существенно отличаются от объемных свойств материала, из которого она изготовлена [1]. Силовое поле, создаваемое атомами поверхностного слоя, обладает высокой адсорбционной способностью, вследствие чего поверхность, как правило, покрыта адсорбированными слоями воздуха, воды п различных органических веществ. Под влиянием адсорбирующихся поверхностно-активных веществ (ПАВ) происходит ослабление взаимодействия между атомами, расположенными на поверхности. Проникая в микротрещины, ПАВ создают давление, направленное в сторону дальнейшего развития щели в глубь твердого тела и ослабляют прочность поверхностного слоя (эффект Ребиндера).
На поверхности металла, как правило, имеются окисные пленки, особенно интенсивно образующиеся при повышенных температурах. Свойства материала в поверхностном слое существенно зависят от характера обработки. При обработке материала резцом перед его передней гранью образуется зона пластической деформации, в которой происходит размельчение зерен структуры. Этот слой
15
chipmaker.ru
с нарушенной структурой простирается на глубину в десятки микрометров, а при трубой обработке — на сотни. Аналогичные явления наблюдаются и при шлифовании. При применении ^ысокодисперсного абразива и малой скорости обработки поверхность имеет наименьшую шероховатость при минимальной толщине деформированного слоя.
Процессы, сопровождающие трение, также в значительной мере влияют на свойства поверхностных слоев. Вследствие внедрения контактирующих выступов при тангенциальном перемещении имеет место упругопластическое передеформиро-вание поверхностных слоев. Толщина деформированного слоя зависит от скорости скольжения, она уменьшается с увеличением скорости. Многократные упругие деформации поверхности приводят к возникновению усталостных явлений. Пластическая и упругая деформации поверхностного слоя в процессе трения приводят не только к изменению его свойств, но и к образованию нового микрорельефа, типичного для данных условий трения. Высокая температура, развивающаяся при трении, ведет к отжигу и размягчению поверхностного слоя и сглаживанию мпкронеровностей, к структурным изменениям материала, а также к возникновению диффузионных процессов. Существенное влияние на свойства поверхности трения оказывает градиент температуры по глубине, приводящий к градиенту механических свойств. Изменение структуры поверхностного слоя существенно меняет его механические свойства. Оценивать механические свойства поверхностного слоя можно по результатам измерения его микротвердости. Обычно поверхностный слой металлов имеет большую твердость, что объясняется его наклепом. Этот наклепанный слой может быть обнаружен методами рентгеноструктурного анализа.
Характеристики микрогеометрии поверхностей
Неровности поверхностей деталей машин разделяют на шероховатость, волнистость и микроотклонения формы. К микроотклонениям относят единичные, регулярно не повторяющиеся отклонения поверхности от номинальной формы (выпуклость, вогнутость, конусность и т. д.). Волнистость представляет собой совокупность периодических, регулярно повторяющихся, близких по размерам выступов и впадин, расстояния между которыми — шаг волн Уо, значительно больше, их высоты Пв (5В/ЯВ > 40).
Под шероховатостью поверхности понимают совокупность неровностей с относительно малым шагом (2 — 800 мкм) и высотой (0,03 —400 мкм).
Схематически отклонения формы, волнистость и шероховатость показаны на рис. 1. Параметры, характеризующие шероховатость поверхности, приведены в табл. 3. Параметры шероховатости поверхности определяются в результате обработки профилограмм, представляющих собой увеличенный профиль шероховатой поверхности (рис. 2).
Базовая длина I (рис. 3) — длина базовой линии, используемая для выделения неровностей, характеризующих шероховатость поверхности и для количественного определения ее параметров; средняя линия (МХМ2)— базовая линия, имеющая форму номинального профиля и проведенная так, что в пределах базовой длины вреднее квадратическое отклонение профиля от этой линии минимально; линия выступов профиля (А (Л2) — линия эквидистантная средней линии, проходящая через высшую точку профиля в пределах базовой длины; линия впадин профиля (В2В2) —
Рис. 1. Схема микрогеометрии поверхности твердого тела:
1 — волнистость; 2- шероховатость;
3 — макроотклонения
16
3. Классы шероховатости и значения базовой длины (по ГОСТ 2789-73)
Классы шероховатости поверхности Раз-ряды Параметры Шероховатости Базовая длина /, мм Классы шероховатости поверхности Раз-ряды Параметры шероховатости Базовая длина /, мм
Ra Rz Ra Rz
1 2 3 — - 320-160 160-80 80-40 8,0 10 а б в 0,160-0,125 6,125—0,100 0,100 - 0,080 -
4 5 - 40-20 20-10 2,5 11 а б в 0,080 - 0,063 0,063-0,050 0,050-0,040 - 0,25
6 а б в 2,5 -2,0 2,0 —1,6 1,6-1,25 — •12 а б в 0,040 - 0,032 0,032 -0,025 0,025-0,020 - -
7 а б в 1,25-1,0 1,0 —0.8 0,8 -0,63 — 0,8 13 а б в - 0,100-0.080 0,080 — 0,063 0,063-0,050 0,08
8 а б в 0,63-0,50 0,50-0,40 0,4 -0,32 - 14 а б в - 0,05 -0,04 0,032 -0,04 0,032 -0,025
9 а б в 0,32-0,25 0,25-0,20 0,20-0,16 - 0,25 ч.
линия эквидистантная средней линии, проходящая через низшую точку профиля В пределах базовой длины.
Выбор базовой длины в зависимости от высоты неровностей и класса шероховатости указан ГОСТ 2789—73. При этом надо иметь в виду, что с увеличением
базовой длины увеличивается точность определения параметров шероховатости,
однако при этом возрастает влияние волнистости на результаты измерений.
Помимо стандартных характеристик при расчете контактного взаимодействия приходится использовать ряд дополнительных характеристик поверхности. Допол-
нительные характеристики
Рис. 2. Ирсфилограммы опийной поверхности (вертикальное увеличение в 40 раз больше горизонтального)-' а — в поперечном направлении; б — в продольном
17
chipmaker.ru
Si Sfify
Рис. 3. Параметры шероховатости поверхности
распределение материала по высоте шероховатого слоя (рис. 4). Для построения ее профилограмму разбивают на ряд горизонтальных уровней, параллельных средней линии. Затем суммируются участки, ограничивающие ширину выступов Л/; на рассматриваемом уровне р.
Опорная кривая преимущественно строится «в относительных величинах. В этом случае по оси абсцисс откладывают отношение суммы сечений выступов на данном уровне к длине обрабатываемой профилограммы, а по оси ординат —
4. Дополнительные характеристики шероховатости и волнистости, используемые для расчетов на трение и износ
Параметр Определение
Шерохс Наибольшая высота выступа (глубина сглаживания) Rp ватость Расстояние между линией выступов и средней линией профиля
Средний радиус кривизны вершин выступов г Среднее значение кривизны выступов вершин, определенное для пяти наиболее высоких выступов в пределах базовой длины
Средний угол наклона неровностей профиля ф Средний угол наклона боковых сторон неровностей профиля к средней линии в пределах базовой длины
Параметры опорной кривой v,eb Параметры степенной аппроксимации начальной части* опорной кривой (от вершины до средней линии), построенной в относительных величинах
Во.ши Наибольшая высота волн НЕ стостъ Расстояние между линией выступов волн и линией впадин в пределах базовой длины волнограммы /в
Средний шаг волн SB Среднее арифметическое расстояние между вершинами волн в пределах базовой длины /в Базовая длина /в > 5SB
Средний радиус кривизны вершин волн гв Среднее значение радиуса кривизны волн в пределах базовой длины
Р
Рис. 4. Схема построения опорной кривой
18
Рис. 5. Виды отклонения формы
отношение сближения а к Ята¥ (или к Rp). В этом случае начальная часть опорной кривой может быть представлена в виде [4, 9]
а
-^тах
I Ас
= tm
° I ~RpJ’
(1)
где ЕД/Р — суммарная длина сечений выступов на уровне р; Ар — площадь сечения выступов на уровне р; tm — относительная опорная длина на уровне средней линии.
СГандарт на волнистость пока отсутствует, хотя она существенно влияет на свойства контакта поверхностей. Важнейшие характеристики волнистости (см. табл. 4), которыми надо располагать для оценки свойств контакта, можно получить на основании обработки волнограмм. Для обработки берут волнограмму, на которой имеется не менее пяти волн. ‘
На свойства контакта большое влияние могут оказать макроотклонения формы, которые приводят к тому, что контакт вершин волн возможен только в отдельных местах. Макроотклонения формы обычно характеризуют максимальным отклонением Д. Микроотклонения формы меняют закон распределения вершин волн по высоте и порядок вступления в контакт с увеличением нагрузки. Некоторые виды отклонения формы показаны на рис. 5 [11, 14].
Методика определений характеристик микрогеометрии
Для определения характеристик микрогеометрии выбирают несколько участков (не менее пяти), наиболее характерных для исследуемой поверхности, с которых снимаются профилограммы. Длина исследуемого профиля участка должна быть не менее базовой длины.
Среднее арифметическое отклоненйе профиля Ra отсчитывают непосредственно по шкале профилографа-профилометра (например, мод. 201 завода «Калибр»).
Для определения _Rnmx и Rp выбирают участки профилограмм (не менее пяти), для которых строят среднюю линию. Наиболее просто положение средней линии определяется методом средних. Для этого от горизонтальной линии, проведенной параллельно профилю ниже самой глубокой впадины профиля, замеряют ординаты профиля у’!, у2,..., у„ через каждые, 2 мм. Все полученные значения разбивают на две равные половины для левой и правой частей профилограммы (ух — у„/2 И у„,2 — >„). Среднюю линию проводят через две точки с координатами х', у' и х', у”:
Л • »/2
Хи
= + х„;2 . J.
2 и/2 ’
п
Хи '
„ _ х./2 + -Ч . » ___
2 ’ и/2 ’
Затем проводят в пределах базовой длины линию выступов и линию впадин. Расстояние от линии выступов до линйи впадин будет равно Ктак(, а расстояние
19
chipmaker.ru
от линии выступов до средней линии Rp,. Для расчетов принимают значение среднее для пяти различных участков поверхности:
= у £ it Rp = у £ RPi
Для определения параметров опорной кривой вначале определяют отиоситель-иую~рпорную длину по средней линии tm! для пяти профилограмм, имеющих длину, равную базовой, и находят ее среднее значение
1 "
где tmi = у £ Д1„>, A/,ni — длина сечения выступа иа уровне средней линии;
I — базовая длина.
Параметры опорной кривой v и b рассчитывают по формулам [5]
v = 2г - 1 b = t ( К "У*-]. (21
т Ra ’ п\ R, ) '
Формула (1) с параметрами, рассчитанными по равенствам (2), описывает, начальную часть опорной кривой до средней линии.
Пример 1. Для пяти профилограмм, снятых с различных участков исследуемой поверхности, получены значения: Гт1 = 0,5; 0,6; 0,51; 0,55; 0,5; Rpt = 3,2; 3,4; 3,5; 3,0; 3,3 мкм; Kfli = l,4; 1,31; 1,30; 1,35; 1,35 мкм; Rmaii = 6,5; 6,9; 7,1; 6,1; 6,3 мкм.
, °’5 + 0,6 + 0,51 + 0,55 + 0,5 „ „
Тогда г„ = —---------у------= 0,53;
„ 3,2 + 3,4 + 3,5 + 3,0 + 3,3 , „
Rp — —---------~------— —-— = 3,28 мкм;
„ 6,5 + 6,9 + 7,1 + 6,1 + 6,3 ,
---------------------‘=6,58 мкм;
» 1,4 + 1,31 + 1,30 + 1,35 + 1,35 . ,.
Ra = —-----’----у---------2— = 1,34 мкм;
откуда v = 2 0,53 —— - 1 = 1,58;
.Для контакта двух шероховатых поверхностей параметры v и b принимают значения
V = Vj + V2, b = К2ЬХЬ2 (Kmaxj + Кп»х2) ov\"
*Snaxi^max2
где K2 =
Г(у, + 1)Г(у2 + 1) Г ('i + v2 + 1)
Радиусы кривизны вершин выступов определяют по профилограммам, снятым в поперечном и продольном направлениях. Для расчета иа каждой профилограмме выбирают не менее пяти наиболее высоких выступов и находят для них ширину сечения d, на расстоянии 0,ЗЛа или О.ОбК,™, от вершины h, (рис. 6). Тогда радиус каждого выступа 2
— ni~7F
0)
20
Рис. 6. Схема для расчета радиусов кривизны вершин выступов и углов наклепа
где 7В и уг — вертикальное и горизонтальное увеличение. По формуле (4) рассчитывают как поперечный радиус гП по поперечной профилограмме, так и продольный радиус гпр по продольной профилограмме.
Средний радиус будет
1 *
’п = у Z гп1. (5)
Длниу продольной профилограммы надо выбирать больше базовой длины так, чтобы на ней было не менее пяти выступов. Если шероховатость поверхности недостаточно однородна, обрабатывают ряд профилограмм, снятых с различных участков поверхности.
Приведенный радиус г, используемый для расчетов, определяется как среднее геометрическое продольного и поперечного радиусов:
(6)
где гп и гпр — среднее значение -радиусов кривизны вершин выступов для поперечной и продольной профилограмм.
В случаях, когда требуется определить радиус кривизны ие вершины, а всего выступа (моделируемого сферическим сегментом), ширину сечеиий выступов берут по средней линии.
Типичные значения радиусов кривизны выступов поверхностей, имеющих различную обработку, приведены в табл. 5.
5. Радиусы кривизны вершин выступов для поверхностей с различной обработкой
Вид обработки Класс шероховатости Радиус (мкм)
поперечный гп продольный ГЛр
Шлифование 6-7 4-10 100- 300
Точение 8-9 5-6 7-8 10-40 20-40 40-120 100 - 300 400 - 500
Фрезерование 4-5 6-7 30-60 60-80 400- 500
Полирование 8-9 10 300 - 700 -500-1000 ’ 300 - 700 500-1000
Доводка 10-12 20-70 -
21
chipmaker.ru
6. Ориентировочные значения параметров Шероховатости для различных видов обработки стальных поверхностей"
Вид обработки Класс шероховатости Ятах, мкм Г, мкм Ъ V Д
Круг пое 7 9.4 8 0,6 2.0 1,6 ю-'
шлифование 8 4,7 12 0,9 1.9 4,1-10 2
9 2.4 20 1.3 1.9 9.6 -КГ2
10 1,2 30 2,0 1,9 2,8 • 10'-
Внутреннее 6 18 5 0,6 2.0 49.6-10"'
шлифование 7 9,4 8 0,9 1.9 13,0-КГ1
8 4.7 13 1,1 1,8 3,6 -ю-’
• 9 2,4 18 1,4 1,7 .1,1 -ю1
Плоское 5 37 35 0,6 2,2 1,24-10»
шлифование 6 18 100 0.9 1,9 2-10~
7 9,4 180 1.0 1,8 6- кг-
8 4,7 370 1.6 1,8 1,3-IO'2
9 2,4 550 2,3 1,6 2,64 • ИГ3
Полирование 8 4,7 2’0 2,0 1,7 1.4-IO'2
9 2,4 450 2,5 1,6 3,0-10"3
10 1,2 670 3,5 1,5 7,8 • IO"4
Точение 5 37 15 1,0 2,1 2,50-10<'
6 18 20 1,4 1,9 7.9 • 10~1
7 9,4 35 1,8 1,8 1,9-10"‘
8 4,7 55 2,0 1,6 6,3 • IO'2
Торцовое 5 37 420 0,4 2 2 1,4-10-1
фрезерование 6 18 900 0,5 1,6 3,0-10'-
7 8 1300 0,6 1,4 1 • IO'2
Доводка цилпнд- 10 1.2 30 2,5 1,5 2,2-10'2
рических поверх- И 0,6 40 2.6 1,4 7,7-10-3
ностей 12 0,3 55 2,6 1,3 2,6-10 3
13 0,15 75 3,3 1,2 7,4-10-4
Доводка 10 1,2 300 2,4 1.6 2,34-10'3
плоскостей И 06 500 3,0 1.4 3,5-10-4
12 0,3 1000 3,3 1,2 1,2-10-4
13 0,15 3000 4,5 1,1 1,35-10-5
Хонингование 8 4,7 15 0,7 1,8 0,37-10-2
9 2,4 20 1,0 1,7 1,2-10-‘
10 1,2 35 1,9 1.6 2,26-10'2
11 0,6 70 2,5 1,6 4,65-10"3
* Таблица включена в главу редактором И. В. Крагельским, заимствована из работ [8,14].
В последнее время предлагается [8] оценивать шероховатость поверхности комплексной характеристикой Д = Km.,x/rbl/v,' учитывающей остроту выступов и их распределение по высоте. Параметры шероховатости для основных видов обработки н приработанных поверхностей приведены в табл. 6—9 (табл. 6—8 составлены В. С. Комбаловым по данным Э. В. Рыжова).
Пример 2. Рассчитать радиус кривизны вершин выступов для случая, когда поперечная профилограмма имеет горизонтальное увеличение уг = 400 и вертикальное ув = 1000. Расстоя-
22
7. Ориентировочные значения параметров шероховатости поверхности для различных видов отделочной обработки внутренних цилиндрических поверхностей (стальные детали)* z
Вид обработки Класс шероховатости Атах, мкм Г, мк.м Ra, мкм b V д
Абразивная доводка 10 0.84 30 0.14 2,5 1,5 1,53 - Ю * 1 2
цилиндрических по- 0.66 33 0.11 2.5 1.5 1,08- ИХ2
верхиостей 0,54 36 0,09 2,4 1,4 8,2 .ДО-3
11 0,43 40 0.071 2.5 1.4 5,46.10“ 3 *
0.33 45 0 066 2.5 1.4 3,83. Ю-3
0,27 50 0,055 2,6 1,4 2,75. Ю-3
12 0,21 55 0,036 2.6 1,3 1,87.10~3
0,16 62 0,030 2,5 1.4 1,3 -ю-3
0,13 70 0,022 2,5 1,3 9,1 <Ю-*
13 0.10 80 0,018 3,3 1,2 5,4 -Ю-*
0,08 75 0,014 2.8 1,4 3,9 -10-*
0,06 85 0,010 2,9 1,5 2,9 .10~*
Алмазное выглажн- 9 1,50 1300 0,25 0.9 1,0 1,15. Ю-3
ванне 1,32 1300 0,22 2,1 *1.2 5,4 .10“*
1,20 1230 0,20 0,9 1,2 1,0 -io-*
10 0,84 2300 0 14 1 0 1,4 3,6 -10-*
0,72 2200 0,12 1,0 1.3 3,3 -10“*
✓ 0,60 2400 0,12 1,1 0,5 2,34. Ю~*
11 0,32 2400 0,066 1,6 1.5 1,15-Ю-*
0,24 2600 0,058 2.0 1,0 1,0 -io-*
0,39 2800 0,040 2,0 1,2 6 -ю-5
12 0,22 3100 0,30 2,5 1,5 3,9 -10-»
0,17 3150 0,029 2,0 1,2 2 9 • Ю"»
0,21 3200 0,025 3,5 1,8 2,4 -Ю-»
* Таблица включена в главу редактором II. В. Крагельским, займет вована из работ [8, 14].
нне между линией вершин-и линией впадин R„„, = 42 мм. Для семи наиболее высоких выступов находим ширину их сечення на расстоянии 0,06Rraax = 2,5 мм от их вершин dni = 6; 8; 5,5; 6; 12; 7,5.; 6,3 мм. *
Тогда
1 v 62 + 82 + 5,52 4- 62 4- 122 4- 7,52 4- 6,32 п, ? г Д diti = ----------------------s—---------------------- = 5,81 мм2;
7вХ <'й< 1
Sy/Zifc
1000-5,8
8 • 4002 • 2,5
= 18 мкм.
Соответственно для продельной профите» раммы этой поверхности, полученной при ув = 4000 и 7Г = 1000, нашли <?прг = 50; 58; 70; 93; 51,5 мм (при 0,06К„ах = 2,5), откуда
Ivj 502 + 582 + 702 + 932 + 51,52 2
дГ 2, “вр1 = ----------------------------— = 4413 мм2;
5
4000 44 И
г"ПЖЖода мм = 883 мкм’
23
chipmaker.ru
8. Ориентировочные значения параметров шероховатости поверхности для различных видов обработки чугунных поверхностей*
Вид обработки Класс шероховатости Вшах, мкм Г, мкм Ь Л
Круглое шлифование 6 7 8 9 11 7.2 3.5 1,8 50 85 150 190 0.70 1.20 1.25 1,55 1,9 1,9 1.8 1,7 2,72- ИГ1 6,5 -10’ 2 2.0 -10" 2 7,5 -КГ3
Внутреннее шлифование 6 7 8 9 11 7,4 3.6 1,7 12 16 25 45 1.60 1,75 . 1,95 2,10 2.6 2.4 2,3 2,2 8 -10"’ 3,7 .10'‘ 1,8 -10-* 7,7 -10-2
Торцовое фрезерование 5 6 7 23 11 6,9 40 60 90 0 42 0.70 0,75 2,0 ' 1.9 1,8 8,9 -10~* 2,3 -Ю-’ 9 5 10"1
Точение 4 5 6 7 48 21 12 7,4 25 37 60 ГЗО 1,10 1,20 1,45 1,50 1,9 1.8 1.7 1,6 1,85-10-* 5,4 - ИГ1 1,54-10-* 4,4 -10" 2
Торцовое фрезерование 5 6 7 23 11 6,9 40 60 90 0,43 0.70 0,75 2,0 1,9 1,8 8,8 -10"* 2,3 -10-* 9 -102
Цилиндрическое фрезерование 4 5 6 7 29 23 11 7,2 17 20 25 50 1,40 1,60 1,70 2,10 2,8 2,6 2,4 2,1 2,54-10° - 9,6 -10~* 3,7 -10-* 1,07-10-*
Растачивание 5 6 7 8 •23 11 6,9 3,8 12 13 15 20 0.72 1,00 1,15 1,75 2,2 ?’2 2J 2,0 / 2,2 -10° 8,85-10"* 4,3 -10"’ 1,41-10 "*
Доводка плоскостей 10 11 12 13 0.98 0.42 0,23 0,18 15 20 40 55 2.00 2,30 2,40 3,10 " 1,3 1,2 1,1 1,0 3,9 -10"2 1,05-10" 2 2,6 -10"3 1,6 -10"3
Строгание * х 4 5 6 7 48 22 11 6,9 18 25 100 150 0,75 0.90 1,20 1,6 2,2 2.0 ' 1,9 1,9 3,0 -10° 9,3 -10"* 1,05-10"* 3,5 -10"2
* Таблица включена в главу редактором И. В. Крательским, заимствована из работ [8, 14]
откуда приведенный радиус
г = р718 - 833 = 126 мкм.
Угол наклона ф элементов профиля к средней линии определяют по формуле
[15]
tg 4>i
ТгУ1
7вХ{’
(7)
24
где X; ii J'i — катеты треугольника, образованного перпендикуляром к средней линии (г,), опущенным из точки профиля, удаленной от вершины на 0,06Rm,,, (О,ЗХя), отрезком прямой, проходящей параллельно средней линии из точки, отстоящей на 0,06Rmax (0,3Ra) от впадины до пересечения с перпендикуляром (х;) и прямой, соединяющей указанные точки профиля (см. рис. 6).
Для расчетов принимают среднее значение тангенса угла наклона элементов профиля
* 1 "
^<P=vXt8<Pi- (8)
“ г
где и — количество измеренных углов.
Характеристики волнистости определяют по волнограммам. Наибольшую высоту воли Нв и средний шаг SB получают так же, как характеристики шероховатости Rmax н Sm, поэтому специальных пояснений не требуется. Следует отметить только, что волнограмма должна иметь длину не менее пяти SB.
9. Ориентировочные значения параметров шероховатости, полученные для некоторых приработанных поверхностей |8|.
Исследуемый объект Класс шероховатости ^?тах, мкм Г, мкм b V Ra, мкм А
Поверхности стальных деталей в местах уплотнений резиновыми манжетами 9 0,72 180 3,1 3,0 0,13 2,7 -Ю'10
Подшипники скольжения (шип из стали 2X13) 9 0,84 58 1,8 2,0 0,15 . 1,1 -10'2
Поршневое кольцо (чугун) 11 0,15 85 1,8 2,3 0,03 1,4 -Ю'3
Клин станка 1Д63 11 0,15 100 3,0 1,8 0,03 1,1 -10*3
Подшипник скольжения (втулка из металлокерамики, содержащей MoS,) 7 5,40 77 3,5 1,8 0,09 3,5 -10'2
Наружный диск муфты станка 1А62 10 0,60 46 1,4 2,1 0,10 1, Ю-10’2
Внутренний диск муфты станка 1А62 9 1,8 60 28 2,2 0,32 1,9 10*2
Направляющее (паровоздушный молот) 8 3,6 19 1,0 1.2 0,67 0,2 10*1
Кольцо блока шестерни 7 7,3 35 1,6 1,4 1,27 1,5 -10-*
Диски и колодки самолетного тормоза из материалов : ретинакс 7 4 30 г 4,0 2,4 0,70 74 . Ю"2
ФМК-11 7 6,5 120 3,5 2,5 1,15 3,3 -ИГ2
МКВ-50 7 6 15 1,1 2,1 0,91 3,7 -10'1
чнмх 8 4 76 1,0 2,1 0,65 5,3 -10'2
сталь ЗОХГСА 7 5 82 1,0 2,2 0,78 , 5,5 -КГ2
Гильза цилиндрическая 9 1,2 1000 — 1,0 0,04 1,2 -Ю'3
Поршневое кольцо 10-11 0 48 270 — 0,4 0,02 1,7 .10*’
Коленчатый вал (коренные и шатунные шейки) 9 1,6 500 1,2 0,05 3,1 -КГ3
Вкладыши подшипника коленчатого вала 8-9 2,6 300 0,42 86 -Ю'3
Поршневой палец 11 6,7 300 — — 0,11 2,2 .10“2
Втулка верхней головки шатуна 10 7,0 250 0,112 2,8 -10'2
Поршень (отверстие в бобышках) 9 1,1 220 . . 0,18 5,0. КГ3
Форсунка дизеля 0,6 35 3,8 1,9 0,1 1,7 .10'2
Шатунный вкладыш автомобиля «Волга» М-21 - 1,3 54 1,2 2,0 0,24 2,4 -10'2
25
chipmaker.ru
10. Ориентировочные значения параметров поперечной волнистости
Метод обработки и класс шерохова тости Нв, мкм 7В, мкм Яв, мм El П
Внутреннее шлифование, Ста. 0.6-4.5 ьные детали 500-1400 10-80 100-1350
6—9-й Круглое шлифование, 7 — 9-й 0,75-3 250 - 500 10-25 165 - 400
Плоское шлифование, 5—9-й 1,2-13 750-1400 15-50 100-700
Растачивание, 5 —8-й 2-3,5 1000-1500 15-55 300-750
Строгание, 4 — 7-й 2-6 400-1700 10-30 200 — 350
Хонингование, 8 — 11 -й 0,1-0,8 150 - 700 2,5-40 200 —7000
Развертывание, 6 — 9-й 0,5-4 300-500 5-50 100-1000
Полирование, 8 —10-й 0,3-1,5 150-350 10-25 200-500
Доводка плоскостей, 0,1-0,35 60-100 5-10 300 - 600
11-12-й Доводка цилиндрических 0,05-0,15 35-120 2,5-10 400-700
поверхностей, 10-13-й Шабрение, 8-й 3,5-6 5000 - 5500 600-1000 800-1600
Чугунные детали
Внутреннее шлифование, 6 8-й 1-3 450-1400 5-400 120-450
Круглое шлифование, 6— 9-й 0,5-7,5 550-1000 10-100 80—1850
Шабрение, 8-й ' 4,5-7 4000 450 600-900
Плоское шлифование, 6—9-й 0,8-4 500 - 900 20-80 200 — 800
Растачивание, 5—9-й 0,5-10 400-1000 5-50 40-850
Торцовое фрезерование, 7-й 2,5 800 85 , 300
Точение, 7-й 1 1000 50 1000
11. Ориентировочные значения параметров продольной волнистости (данные Э. В. Рыжова)
Метод обработки и класс шероховатости IIв, мкм SB, мм RB, мм tel и»
Стальные детали
Плоское шлифование, 1,2-12 2,4-3,5 30-350 280-2900
5-9-й Строгание, 4—7-й 1-12 1-5 40-100 320-1000
Цилиндрическое фрезерование, 4—6-й 7,5-40 1,7-3,4 5-45 60-270
Протягивание, 7—9-й 0,4-3 0,7-0,9 20-80 300-1750
Доводка плоскостей, 10-11-й 0,25-0,5 1-1,5 150-850 2000-6000
Шабрение, 8-й 3,5-6 6000 - 7500 1100-1700 1000 - 2000
Чугунные детали
Плоское шлифование, 6-9-й 1,3-9 1,8-2,3 40 -200 200-1770
Цилиндрическое фрезерование, 4-7-й 7,5-30 1,6-2,5 10-60 83-267
Строгание, 4-й 12 1.65 20 140
Шабрение, 8-й 4,5-7 7000 1200 1000-1600
(9)
При расчете радиуса вершин волн твп, используют формулу, аналогичную (4) и
F _ Ув^ьгп Bni“ж
dBj — длина сечения волны средней линией; hBi — расстояние от вершины волны до средней линии.
26
Для расчетов берут среднее значение
- J-V гв — к 2-1 **впЬ
определенное не менее, чем для пяти волн. Аналогично определяют радиус кривизны в продольном направлении гвпр. Для расчета используют значение радиуса волн, определяемое по формуле
'в = 1 *вп^впр* (16)
Радиус волн меняется в пределах 10—1000 мм, параметры волнистости для основных видов обработки поверхностей приведены в табл. 10-11,
Контакт шероховатых поверхностей
Взаимодействие выступов контактирующих поверхностей
При контактировании двух шероховатых поверхностей под влиянием нормальной нагрузки первыми вступают в контакт те пары выступов, для которых сумма высот выступа первой поверхности и противолежащего ему выступа второй поверхности будет наибольшей. По мере увеличения нагрузки в контакт будут вступать все новые пары противостоящих выступов, обладающие все меньшей суммой высот. Вступившие в контакт выступы деформируются вначале упруго, а затем, когда нагрузка превысит некоторую критическую величину, — пластически, точнее упруго-пластически, поскольку основа материала, на которой расположен пластически деформирующийся выступ, будет упруго проседать.
С возрастанием нагрузки происходит упругая деформация волн, на которых расположены микронеровности. Упругая деформация волн ведет к увеличению контурной площади и вследствие этого *к увеличению числа выступов, воспринимающих нагрузку. Поскольку высота выступов различна, в каждый момент времени деформация разных выступов одной и той же поверхности будет различной. Наиболее сильно будут деформироваться пары выступов, имеющих наибольшую высоту, выступы, высота которых меньше средней, даже при высоких нагрузках, обыкновенно не вступают в контакт.
£сли контактируют поверхности тел с разной твердостью, то выступы более твердой поверхности внедряются в выступы сопряженной поверхности. Выступы более мягкой поверхности при этом расплющиваются и изменяют свою форму. В этом случае на свойства контакта будет влиять микрогеометрия поверхности более твердого тела и механические свойства более мягкого.
Следует различать поведение контакта при первом и повторном приложении нормальной нагрузки. При первом нагружении металлических поверхностей, имеющих не слишком высокую чистоту обработки (Ra > 0,16), обычно преобладают пластические деформации. При повторном приложении нагрузки без изменения взаимного расположения поверхностей деформация контакта будет чисто упругой. Однако, если сместить одну поверхность относительно другой, пары контактирующих выступов сменятся, в контакт вступят свежие недеформированные выступы, и деформация контакта при приложении нагрузки вновь будет преимущественно пластической.
При скольжении контактирующих поверхностей вначале идет процесс приработки, сопровождающийся изменением микрогеометрии, в результате которого устанавливается некоторая постоянная шероховатость, характерная для данных условий треийя. В процессе приработки меняются также физико-механически^
27
chipmaker, ru
свойства поверхностных слоев, поскольку в контакте обычно преобладают пластические деформации. Поэтому, если исходить из начальной микрогеометрии поверхностей и исходных свойств поверхностей, то можно определить характеристики контакта только в начальный период приработки. При установившемся износе микрогеометрия воспроизводится и свойства поверхностей существенно не меняются, при этом обычно преобладает упругий контакт микровысгупов поверхностей.
Фактическая и' контурная площади контакта
При контактировании деталей машин вследствие волнистости поверхностей и микроотклонений формы на значительной части номинальной площади контакта микроиеровносги сопряженных поверхностей не касаются одна другой. Поэтому площадь касания очень мало зависит от номинальной площади сопрягаемых тел. Именно этим объясняется выдвинутое Кулоном положение о независимости силы трения от номинальной площади контакта трущихся тел.
В результате волнистости пятна контакта группируются на вершинах волн в отдельных зонах (рис. 7), совокупность которых составляет контурную площадь контакта (КПК) Ас. Последнюю можно определить как площадь, на которой осуществляется контакт волн, естественно дискретный, вследствие шероховатости. Поскольку различие между шероховатостью и волнистостью в значительной мере условно, то границы- контурной площади можно найти, исходя из следующего определения. Контурной площадью будем называть площадь, на которой имеет место контакт микронеровностей, причем расстояние между пятнами контакта не превышает базовую длину, соответствующую данной шероховатости поверхности согласно ГОСТу.
Если одна из поверхностей треиия имеет волнистость, а сопряженная с ней относительно плоская, го контурная площадь будет характеризовать площадь трения, на которой происходит износ поверхностей в результате взаимодействия микронеровностей. При грубых методах измерения площади контакта, например, с помощью краски измеряется именно контурная площадь.
Фактической площудъю контакта (ФПК) А, будем называть площадь, на которой осуществляется контакт микронеровностей, образующих шероховатость поверхностей. ФПК уже приближается к площади, на которой взаимодействуют атомы и молекулы вещества, хотя она в ряде случаев и не равна ей (подробнее см. гл. 2). Поверхности деталей машин кроме микрошероховатости имеют еще субмикрошероховатость, изучение которой в настоящее время только начинается.
ФПК обычно мала, она составляет не более 0,01—0,1% номинальной площади. Пятна фактического контакта, образованные вследствие деформации отдельных микровыстуцов, имеют диаметр 3 — 50 мкм.
Нормальная нагрузка, отнесенная к единице фактической площади контакта, характеризует фактическое давление рг. При пластическом контакте выступов оно приближается к твердости материала, а при упругом контакте значительно меньше. КПК обычно составляет 5 — 15% номинальной. Если номинальная площадь контакта невелика и волнистостью можно пренебречь, то. можно считать КПК равной номинальной. Нормальная нагрузка, отнесенная к КПК, характеризует контурное давление рс. Контурное давление обычно в несколько раз больше номинального.
Рис. 7. Фактическая (А,), контурная (Ас) и номинальная (А,) площади контакта
28
Рис. 8. Площадь контакта стальных шлифовальных деталей
Фотография площади контакта двух стальных шлифованных деталей, полученная с помощью тонких угольных пленок, на которых видны фактическая и контурная площади контакта, дана на рис. 8.
Если увеличивать номинальное давление на контакте, то контурное давление меняется сравнительно мало, а фактическое остается практически постоянным.
Расчет фактической площади кои такта и фактического давления
Для расчета фактического давления можно использовать зависимости, полученные на основе модели шероховатой поверхности в виде набора сферических сегментов радиуса г [3, 10, 14]. Поскольку г определяется как среднее геометрическое из поперечного и продольного радиусов, то такая модель пригодна и для выступов, имеющих вытянутую эллипсоидальную форму. При выводе формулы полагаем, что при упругом контакте деформация отдельных выступов подчиняется формулам Герца, а при пластическом контакте среднее напряжение иа контакте равно микротвердости Н (для ряда материалов в первом' приближении можно считать, что микротвердость примерно равна твердости по Бринеллю НВ и Виккерсу НУ, т. е. Н к НВ % НУ). При этих допущениях, принимая, что материал в шероховатом слое распределен в соответствии с формулой (1), получим для среднего фактического давления на контакте рг следующее выражение:
—-— ( R + о ( N \ v +
рг = (К3В)' + “ > (Ч)
\ г / \ )
где « — коэффициент упругой осадки; о и В - коэффициенты, характеризующие Деформационные свойства материала, приведены в табл. 12.
В табл. 12 и 13 даиы значения а не только для упругого и пластического контакта, но и для упругопластическою контакта, что позволяет оценить упругую осадку выступов при пластическом контакте различных поверхностей.
29
chipmaker.ru
12. Значения со, В и а для различных случаев контакта
Деформация Поверхности СО В а
Упругая Пластическая Металлические поверхности с Ra 0,16 мкм; полимеры Мез аллические поверхности, Ra > 0,16 мкм 0,5 0 0,43, е н 0,5 1
13. Коэффициент а при упругопластическом контакте
НВ S,„IRz
1 10 20 30 40 50
50 1,0 0,85 0,75 0,65 0,55 0,50
100 0,90 0,75 0,56 0,50 0,50 0,50
200 0,80 0,56 0,50 0,50 0,50 0,50
400- 0,70 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50
Коэффициент К3 рассчитывают по формуле
Г (v + 1) Г (со + 2) 3 Г (у+ Ш + 1) '
(12)
Некоторые значения коэффициента К3 приведены в табл. 14.
14. Значения коэффициента К3 для некоторых значений со и v
О , V
2 3 4
0 1 1 1
0,2 0,91 0,85 0,81
0,4 0,83 0,73 0,69
0,5 0,80 0,69 0,61
Примечание. При v = 1 К3 = 1 при всех значениях со.
Если при первом приложении нагрузки имеет место пластическая деформация, то при повторном приложении без изменения взаимного расположения поверхностей деформация будет упругой до тех пор, пока нормальная нагрузка N не превысит приложенную первоначально No. В этом случае
7 \r \Vv
рг = Н\~\ (N<N0), (13)
где Н — микротвердость.
Особый случай представляет пластический контакт при больших давлениях, если рс>~НВ, то в результате взаимного влияния деформируемых выступов, приводящего к стесненности пластической деформации, давление на контакте превышает твердость материала [2].
Используя формулы (11) и (13) и подставляя в них соответствующие значения микрогеометрии и свойств материала, можем рассчитать значение фактического давления для различных случаев. Для упрощения расчетов, подставляя типичные
30
Рис. 9. Зависимость фактической площади контакта от контурного давления
Рис. 10. Изменение фактического и контур-него давления с увеличением номинального давления
значения параметров в формулу (И), можем получить приближенные формулы для фактического давления, приведенные в табл. 1-5.
ФПК рассчитывают по формуле
Л, = — = Л —• Рг Рг
Зависимость ФПК от контурного давления для различных металлов (Rz = = 40 мкм) показана на рис. 9. На рис. 10 представлено изменение фактического и контурного давлений в зависимости от нормальной нагрузки.
Пример 3. Рассчитаем фактическое давление для контакта двух одинаковых стальных поверхностей.'
Rat - Ra2 = 0,08 мкм; rn = 160 мкм; rnp s= 800 мкм; Е = 2 104 кгс/мм2; ц = 0,3;
рс = 2 кгс/мм2.
15. Приближенные формулы дли расчета фактического давления
Деформация Поверхности и давление Расчетная формула Примечания
Упругая Две шероховатые .43 rf-*4 г_. ГЛ
Шероховатая с гладкой 0.4 р?-2 гг + Г2
Пластическая Р.<~НВ При контакте поверхностей из разных материи-лов для расчета принимается меньшее значение ми кротвердости
Рс>уНВ Рг~Р.- 0.4 [Де. 1 Рс
Повторное нагружение пластически де-формированных по-верхностей Две шероховатые 1 3 Формулы справедливы, если после первого нагружения поверхности не смещались
Шероховатая с гладкой •««(£ .1/2
Обозначения: — нормальная нагрузка прн первом нагружении.
31
chipmaker.ru
Согласно табл. 12 контакт будет упругий. В табл. 15 находим формулу для упругого контакта двух шероховатых поверхностен:
г = |/гпгпр = ]/1б0• 800 = 358 мкм;
Ra = Rai + Ra2 — 0,08 + 0,08 = 0,16 мкм;
©. + = 2 И-И = 9-10- 5 мм>.
£\ £, £
Подставляя в формулу значения величин, найдем 0.61 ( R0 Y’43 0 14 ____ 2
Pr * Qo.er ( —I = 73 м-^'мм2.
Расчет контурной площади контакта н контурного давления
Для небольших поверхностей, когда волнистость не обнаруживается, КПК. будет равна номинальной, т. е. Ас = А„. Для расчета КПК (см. с. 28) использована модель волн в виде сферических (или эллиптических) сегментов. Если форма волн приближается к цилиндрической, то, как правило, они не являются прямыми в продольном направлении и для них можно определить радиус продольной кривизны, с помощью которого найти расчетный радиус, характеризующий форму волн и для этого случая [формула (6)]. Если шероховатость невелика (Rma]I < 0,11/в),
волны можно рассматривать как гладкие и использовать для расчета зависимости, осн< ванные на формулах Герца. При большой шероховатости (Ктах 0,Шв) деформируемые микронеровности, расположенные на вершинах волн, начинают влиять одна на другую. Взаимное влияние микровыступов проявляется в возник-
новении упругого проседания элементов площади, контакта в результате суммар
ного воздействия расположенных на них контактирующих микровыступов. Взаимное влияние микровыступов приводит к сглаживанию эпюры давления и сущест-
венному увеличению площади контакта по сравнению с расйчитанной по формулам Герца [5].
Кривые, показывающие отличие контурной площади контакта шероховатой стальной сферы от гладкой, даны на рис. И. Как видно, отличие особенно
велико при малых нагрузках и большой шероховатости. Для волнистых поверхностей влияние шероховатости на площадь еще больше, так как при нагружении такой поверхности всегда имеется ряд волн, только что вступивших в контакт и, следовательно, воспринимающих небольшую нагрузку. Формулы для расчета
Рис. 11. Зависилюстъ контурной площади касания от шероховатости поверхности:
1 - гладкая по .ерхиосдь, 2 — RnM = 4 мкм;
3 — Лщ«« = 40 мкм
КПК и контурного давления приведены в табл. 16 и 17. При расчетах различают случаи: а) малой и большой высоты выступов по отношению к высоте волн; б) упругой и пластической деформации микронеровностей (см. табл. 12); в) малое число волн (1—3), когда оно не меняется с увеличением нагрузки, и большое число волн, когда по мере нагружения число контактирующих волн возрастет. Следует отметить, что и при большом числе волн, но при весьма малой нагрузке в контакте могут находиться только одна—три волны; г) обе поверхности волнистые или
одна волнистая, а другую можно принять плоской.
При расчете КПК следует иметь в виду, что поскольку ФПК слабо зависит
32
16. Формулы для расчета контурной площадя контакта в контурного давления
_______________________А. При Кп|;|> < 0,1 Нв_________________________________________
Число контактирующих волн "в Условия Расчетные формулы Обозначения
<3 Малая номинальная площадь, А„ соизмеримо с 8В, малые нагрузки Л = 2,8и2'3 (ехЛ„А)2/3 •0,36 ( wY/3 Рс (®Л)2'3 \.«в/ -^в!^в2 8 ЯВ1 + RB2
>3 Номинальная площадь Аа значительно больше 8В - / р \0-43 Ас = 2,2Л°-14 -£®- (0X1V)0-86 \ Нв / / „ \0,43 —
Б. При К,,,„5:0,1Нв
Число контактирующих волн пв Деформация выступов или состояние поверхности
<3 Пластическая
Упругая
> 3 Волнистая поверхность с плоской vB = 2 К1(,= 1,8
Обе поверхности волнистые vB = 3 К„ = 2,4
Расчетные формулы
Примечание. В первом приближении Rp а — Rm„,.
от контурной, для решения задач трения и износа достаточно приближенно определить КПК. Так, ошибка при определении КПК в 100%, дает ошибку в определении ФПК около 12%.
Если при расчете по табл. 16 получается, что Ас > А„, то, следовательно, для рассматриваемых поверхностей при данной нагрузке нарушаются границы применимости формулы, приведенной в табл. 16, в этом случае следует принимать при расчетах Ас = А„.
Пример 4. Рассчитать КПК двух стальных поверхностей:
Poj = Ra2 = 1,6 мкм; HBi = 10 мкм; Нв2 = 20 мкм; = 100 мм; йв2 = 150 мм;
= £2 = 2 10* кгс/мм2; А„ = 2500 мм2; Щ = Щ = 0,3; Hi = Н2 — 100 кгс/мм2;
Ра = 1 кгс/мм2.
33
2 п/р. Крагельского, хи. 1
chipmaker.ru
17. Значения коэффициентов в формулах табл. 16
Деформация выступов 1 Коэффи-циент ^шах /Н„
0,1 0,2
0£Я 0,4 0,8 1,6 3,2
Пластическая 50 А'в1 1,05 1,15 1,20 1,35 1,55 2,1
6. 0,60 0,70 0,85 1,15 1,50 2,3
Кв2 0,95 0,9 0,85 0,85 1,10 1,5
б2 0,7 1,05 1,45 2,15 3,15 3,9
кв1 1,Ю 1,17 1,28 1,45 1,75 2,6
61 0,65 0,8 1,0 1.3 1,65 2,0
100 &В2 0,95 0,88 0,85 0,9 1,2 2,1
62 0,75 1,10 1,60 2,4 3,4 4,0
*В1 1,13 1,20 1,35 1,55 2,1 3,3
61 0,70 0,85. 1,10 1,50 2,35 2,0
200 ^в2 0,90 0,85 0,85 0,93 1,35 2,5
62 0,80 1,2. 1,7 2,6 3,6 4,0
Упругая — ^В1 1,05 1,06 1,14 1,25 1,5 2,1
61 0,65 0,80 1,05 1,4 1,95 2,4
Кв2 0,88 0,85 0 80 0,85 1,1 1,8
62 0,75 1,1 1,7 2,6 2,6 4,5
Примечание. Индекс 1 относится к двум шероховатым поверхностям, 2 —к шероховатой поверхности, контактирующей с гладкой.
Расчет ведем согласно табл. 16, в данном случае
vB = 3; Кв = 2,38; ^ = ^^- = 60; 0Х = 9-10*5 мм’/кгс;
ЯВ1 + КВ2
-—т- —111; £так/Яв; я- 5Ла1/Яв = 0,8 (берем большее значение).
Из табл. 15 KBi = 1,8; 6t = 1,7, подставляя полученные значения в формулу, получим Ас — 420 мм2.
Расчет сближения поверхностей
Под влиянием приложенной нагрузки в результате внедрения, расплющивания и упругой деформации микронеровностей происходит сближение поверхностей. Величина сближения в ряде случаев определяет характер трения и износа поверхностей, поскольку с глубиной внедрения связаны характер их взаимодействия, ФПК и размер пятен контакта. При расчете сближения необходимо различать сближение за счет деформации микронеровностей h, сближение за счет деформации волн hB и суммарное сближение вследствие деформации выступов и волн йх «= /1 + йв.
Формулы для расчета сближения за счет деформации микронеровностей приведены в табл. 18.
На рис. 12 представлена зависимость сближения от контурного давления при первом (1; 2) и повторном (Г, 2') нагружении контакта.
Пример 5. Рассчитать сближение двух одинаковых стальных поверхностей Rzt = Rz2 = =« 0,3 мкм; г =В00 мкм; £ = 2 • 104 кгс/мм2; р = 0,3 при давлении рс = 1 кгс/мм2.
Для двух шероховатых поверхностей
Rz = Rzt + Rz2 = 0,6 мкм; г = —Г1-2 - » 150 мкм; ®х = = 9 - Ю’! мм2/кгс.
r^ + r2 Е
34
Рис. 12. Зависимость сближения ст контурного давления: '
1,2 — первое нагружение двух шероховатых (/) и~шероховагой с гладкой (2) поверхностей; Г, 2' — повторное нагружение этих же поверхностей
h, мкм
Расчетную формулу выбираем по табл. 18. Предварительно надо рассчитать р, согласно табл. 15, берем Ra х 0,2Rz = 0,12 мкм, находим р, х 4,3 кгс/мм2, подставляя значения в формулу табл. 18, получим h х 0,25 мкм.
4
18. Формулы для расчета сближения
Поверхности Условия контакта и назначение формулы Расчетная формула Примечания
Волнистость отсутствует Общая формула /; = Kp(,-b_Y'v .\at„prJ К„, t„, v-см. c. 20, расчет pr по табл. 15, расчет pc по табл. 16 и 17
Приближенная формула для двух шероховатых поверхностей / » \1/3 h х 3,4Ra \ Pj
Приближенная формула для шероховатой поверхности с гладкой / „ V'2 h х 4,lRa \ Рг)
Повторное приложение нагрузки к пластическому контакту ,, . l-a1/2 p (2рЛ1!3 h R'\ H J а —см. табл. 12, и 13. Поверхности нагружаются повторно без относительного смещения
Волнистые поверхности Волнистая поверхность с плоской ft. = ft + + 3,83H°-8K"-2 (©Л)0’4 Значения Л расчитывают по приведенным выше формулам этой таблицы
Две волнистые поверхности ftz = h + + 1,8H®-8SKS-15 (©1Л)0-3
Расчет объема межконтактного пространства
Объем межконтактного пространства и связанная с ним средняя ширина зазора между контактирующими поверхностями в большой мере определяет термическое сопротивление стыка деталей машин и его герметичность. Этот объем зависит от формы опорной кривой поверхностей контактирующих деталей и величины их сближения под влиянием нормальной нагрузки. Для поверхностей, имеющих волнистость, решающее значение имеет форма волн и их деформация. В табл. 19
35
I chipmaker.ru
Рис. 13. Изменение межконтактного объема стальных поверхностей:
1 — волнистость отсутствует; 2 — волнистые поверхности
приведены формулы для расчета объема межконтактного пространства и средней ширины зазора между контактирующими деталями. Изменение объема межконтактного, пространства для стальных поверхностей показано на рис. 13.
Пример 6. Найти объем межконтактного-пространства двух плоских медных поверхностей: Ra2 = 5 мкм; Ra2 •= 0,3 мкм; HBL «= ИВ2 = 70,кгс/мм2; А„ - 100 мм; N = 100 кгс.
Поскольку Ra1/Ra2 — 16,7, то вторую поверхность можно принимать в расчетах гладкой: Р, = Нп НВ — 30 кгс/мм2, при отсутствии волн Ас = Аа и рс = р0; Rp— 2,5Ra — 12,5 мкм. Тогда согласно табл. 19
УП = j l - 3,6 | = Е1 ~ 3,6 [W0/(70 • 100)] V2] 100 • 2,5 • 0,005 = 0,71 мм3.
I
I
I
I
19. Формулы для расчета объема межконтактного пространства Vn и средней ширины зазора h„,
Условия Расчетные’ формулы Примечание
Общие формулы (ше- тг — Гх ( Рс Y'v~ 53 + +
роховатые поверх-‘ пости) к п Ля = Pc Y/v
Контакт двух шероховатых поверхностей V + + * * Расчетргпотабл. 15; расчет pc по табл. 16, 17, расчет V и см. с. 20
Контакт шероховатой поверхности с гладкой Vn ,21 Jr, -
Контакт двух волнистых и шероховатых поверхностей Fn = l Д» = Rn + RP1 - Л tf»i *B2 „ „ , ~2~ + + Rfi + Rr2 ~ Расчет по табл. 18
Расчет числа пятен фактического контакта, нх средней площади и среднего расстояния между ними-
На пятнах фактического контакта осуществляются элементарные акты взаимодействия поверхностей, приводящие к возникновению трения и износа. От размера нятсн контакта зависит размер частиц износа, время взаимодействия на единичном
36
20. Формулы для расчета числа пятен фактического контакта и,, их средней площади Д/1г и среднего расстояния между ними S,
Поверхности Расчетные формулы Примечание
Две шероховатые з,м. (рЛ°‘66. r KrrRa \рг/ ’ / „ \0'33 S, = 0,57 (KrrRa)°‘s ; Для упругого контакта выступов (см. табл. 12) К, — 11, для пластического Л, = 21
/ хо.зз ДЛ, = О,ЗЗК,гЯл -Ь-\Рг/
Шероховатая с гладкой „ = ' K,rRa\p,J ’ ( л \0Л S, = 0,7 (K,rRa)°-5 -Ь- ; \Рс/ Определение г и Ла см. с. 20—21. Определение р, и рс см. табл. 15, 16 и 17
ДА, = 0,5К,гйа ’
контакте и температура, развивающаяся при трении. От среднего расстояния между пятнами фактического контакта зависит частота их взаимодействия. Число пятен контакта рассчитывают на основании сферической модели шероховатой поверхности, использование которой позволяет определить закон распределения вершин выступов по высоте шероховатого слоя на основании закона распределения материала (кривой опорной поверхности). Формулы для расчета числа пятен контакта и их средней площади приведены в табл. 20.
Пример 7. Рассчитать среднюю площадь и число пятен для контакта одинаковых стальных поверхностей (Rz = 40 мкм; г — 100 мкм; 4 = 200 мм2; N = 200 кге; НВ 300 кгс/мм2). Тогда Ra я l/tRz = 10 мкм; рс = 1 кгс/мм2; р, = 300 кгс/мм2, и поскольку контакт пластический, К,'=21, подставляя значения величин в формулу для контакта двух шероховатых поверхностей (табл. 20), получим и, = пn А, (1/ЗОО)0,66 = 641 пятно; ДЛ, =0,33 х х 21 0,1 • 0,01 (1/ЗЗО)0,33 = 0,001 мм2. Средний диаметр пятна d = [/ЛА = 31,6 мкм.
Реологические свойства контакта
Фактическое давление на контакте весьма велико, это приводит к пластической деформации выступов и в ряде случаев к возникновению в зоне контакта ползучести и, следовательно, к изменению характеристик контакта с возрастанием времени приложения нагрузки. Временная зависимость деформации контакта определяется свойствами материала, его гомологической температурой, шероховатостью и приложенной нагрузкой. Интенсивно протекает ползучесть металлов при гомологической температуре выше 0,4, однако она имеет место и при комнатной температуре даже для таких материалов как сталь [6].
Экспериментально установлено, что скорость падения давления при внедрении жесткой сферы в вязкопластическую среду является степенной функцией напряжения, действующего в данный момент времени, тогда давление на контакте выразится
А = ЛВ(гяв/0т,
где tfiB — время выдержки индентора под нагрузкой при измерении твердости по Бринеллю; т — реологическая постоянная материала.
37
chipmaker, ru
21. Формулы для расчета временной зависимости фактической площади и сближения металлических поверхностей
Условия Расчетная формула Примечание
Пластическая деформация одной из контактирующих поверхностей HBttfg л'=Му™) (т-) - • \(нв) J V'i=(t/ti)”'-l Для расчета берется твердость более мягкого материала н шероховатость более твердого
Обозначения: - изменение фактической площади за промежуток времени t2 ~
гт ~ относительная опорная длина по средней линии; а, — изменение сближения за промежуток времени »2 —/р Аг1, — фактическая площадь и сближение в момент времени tt.
22. Значения т для некоторых материалов (данные II. Д. Нетягова)
Материал НВ т Материал 7* НВ т
Олово Кадмий Свинец Цинк Магний 0,56 0,48 0,48 0,42 .0,32 5,5 28,1 4,5 34,5 34,8 0,096 0,066 0,065 0.056 0,026 Серебро 0,38 0,44 0,56 33,2 20,0 11,6 0,049 0,085 0,115
Серебро, 0,24 0,35 66,0 37,5 0,014 0,031 ВТ1-1 ВАД-1Ф Сталь 20X13 Сталь 35 0,14 0,17 101 118 280 257 0,021 0,0076 0,0074 0,0067
♦ Гомологическая температура, равная отношению температуры при опыте к температуре плавления по шкале Кельвина.
Расчетные формулы для временной зависимости фактической плошади и сближения приведены в табл. 21, а значение реологической постоянной материала для некоторых металлов и сплавов — в табл. 22. Для других материалов постоянную tn можно определить экспериментально, пользуясь приведенной выше формулой. Как видно из табл. 20, при обычных температурах для твердых металлов ползучесть весьма мала. Для оценки поведения контакта при высоких температурах надо определить предварительно значение т при данной температуре. В первом приближении для ориентировочной оценки можно воспользоваться значением tn нз табл. 22 при соответствующей гомологической температуре.
Пример 8. Рассчитать дополнительную деформацию контакта двух поверхностей из стали 35 при комнатной температуре (v = 1,5) в течение суток после того, как нагрузка уже приложена. Время приложения нагрузки tt = 1 мин.
Из табл. 22 т = 0,0067, для двух шероховатых поверхностей v2 = + v2 = 1,5 + 1,5 — 3; G =24-3600 = 86 400 с.
Подставляя значения в формулу табл. 21, получим / / ч 0.0067
AL = _ 1 = ( 86400 _ у .0>0163>
h2 Vi / \ 60 J
т. е. деформация увеличивается всего на 1,6%.
38
Методы и приборы для исследования свойств контакта
Измерение фактической площади контакта
Современные методы определения ФПК [3] можно разделить на пять групп (табл. 23).
Группа 1. Для расчета электропроводности и теплопроводности пользуются формулой Хольма. Полное сопротивление контакта равно сумме сопротивления растекания, обусловленного размером зоны, в которой происходит касание (КПК), и ситочного сопротивления, зависящего от числа и размеров пятен фактического контакта;
R .. 1 , 1
2Хрс г 2Хри, ’
где R — сопротивление; X — удельная проводимость материала; рс и р — радиусы контурной и фактической площадей контакта; лг — число фактических площадок контакта.
Эта формула пригодна и для расчета теплового сопротивления контакта. При оценке ФПК по электропроводности необходимо располагать данными о числе и размере пятен контакта, кроме того, большие трудности представляет учет влияния поверхностных пленок и загрязнений на переходное сопротивление. Поэтому- метод электропроводности требует тарировки другими методами. При определении площади контакта по теплопроводности большое влияние оказывает тепловая проводимость газа, заполняющего межконтактное пространство, в этом случае также надо знать размер и число пятен контакта. Поскольку измерение тепловых потоков с большой точностью представляет известные трудности, этот метод не получил широкого применения.
При применении ультразвука для оценки площади контакта необходимо учитывать интерференционные явления; которые, в частности, зависят от формы и размеров образцов. Кроме того, поскольку длина ультразвуковых волн Существенно больше диаметра пятен контакта, приходится определять зависимость проводимости от длины волны и путем интерполяции находить проводимость при длине волны, стремящейся к нулю. Без тщательного учета всех этих факторов метод может использоваться только для сравнительных измерений.
Группа 2. Метод, основанный на измерении сближения поверхностей, предполагает знание зависимости ФПК от сближения. В этом случае с шероховатой поверхности до ее контактирования с гладкой снимают профилограммы. На основании этих профилограмм определяют показатели кривой опорной поверхности. При контактировании шероховатой поверхности, для которой построена опорная кривая, с гладкой твердой поверхностью можно считать с некоторым приближением для пластического контакта, что ФПК при данном сближении равна соответствующей абсциссе кривой. Таким образом, измеряя сближение между шероховатой и гладкой поверхностями, можно судить о величине ФПК.
Осуществление этого метода связано со значительными трудностями, так как необходимо тщательное изучение геометрических очертаний контактирующей поверхности, которое может быть Сделано надежно на основании значительного числа профилограмм.
К геометрическим методам относится также метод определения ФПК, а также сближения и параметров опорной кривой, основанный на измерении деформации при вдавливании сферы большого радиуса (г = 100 ч- 200 мм) в шероховатую поверхность.
39
chipmaker.ru
23. Методы определения фактической площади контакта
Группа методов Способ получения информации Область применения Примечание
1. Основные на проводимости контакта По электропроводности Металлы, контакт неподвижный и скользящий Необходимо тарирование другим методом
По теплопроводности Металлы, контакт неподвижный
По проводимости ультразвука Любые твердые материалы, контакт неподвижный и скользящий
2. Геометрические По сближению поверхностей Любые твердые материалы, неподвижный и скользящий контакт, Ra 0,6 мкм —
По данным, получаемым при вдавливании сферм большого радиуса Любые твердые материалы, неподвижный контакт, Лл 0,6 МКМ
3. Основанные на применении тонких пленок По разрушению пленок, содержащих люминофоры Любые твердые материалы, неподвижный контакт, Ял > 1,2 мкм Необходимо тарировать другим методом
По разрушению пленок с радиоактивными изотопами По разрушению угольных пленок Любые твердые материалы, неподвижный контакт, Ra > 0,16 мкм
4. Оптические По нарушению полного внутреннего отражения Одна из поверхностей прозрачная, твердая, гладкая, контакт неподвижный или скользящий, Ra 0,6 мкм «
По отсутствию рассеяния в местах контакта Обе поверхности прозрачные, неподвижный и скользящий контакт, Ra 1,2 мкм
По изменению картины интерференции в местах контакта Одна нз поверхностей прозрачная, твердая, гладкая, покрытая отражающей пленкой, контакт неподвижный, Ra 1,2 мкм
5. По изменению фи-зяко-хммидеских свойств в местах контакта Травление и избирательное осаждение в местах контакта Металлические поверхности, неподвижный контакт Методы разработаны недостаточно
40
Группа 3. Измерение ФПК методом, основанным на применении тонких пленок, довольно широко применяют в инженерной практике. Например, для приближенной оценки ФПК между контактирующими поверхностями помещают копировальную бумагу н о площади контакта судят по оставшемуся па ней отпечатку, который можно планиметрировать и фотометрировать. В другом случае на одну из поверхностей наносят тонкую пленку й после контактирования наблюдают места, в которых она разрушилась, или "места, в которых она перенеслась на другую поверхность за счет адгезии и Деформации микровыступов.
Чтобы этот отпечаток соответствовал не контурной, а фактической площади касания, слой вещества должен быть очень тонким, иначе он будет существенно изменять геометрию контактирующих поверхностей вследствие заполнения впадин. Толщина слоя Должна быть значительно меньше высоты выступов поверхности. Для обнаружения столь тонкого слоя применяются различные методы.
Известен метод определения ФПК с помощью люминесцентной краски. Вещество, содержащее люминофор, разведенное в летучем растворителе, наносят тонким слоем на исследуемую поверхность. После того, как растворитель улетучится, окрашенную поверхность контактируют с неокрашенной. В местах касания пленка переносится на сопряженную поверхность. При облучении Последней ультрафиолетовыми лучами люминофор возбуждается и излучает световые лучи видимой части спектра. Таким образом может быть получена фотография ФПК. Точность метода зависит главным образом от свойств пленки, в которую добавляется люминофор. Применяемые пленки из канифоли, как показали наши исследования,
не обеспечивают хороших результатов.
Другим методолг определения ФПК данной группы является метод с использованием радиоактивных изотопов. Одна из контактирующих поверхностей акти-
вируется или покрывается слоем радиоактивного вещества.
При контактировании активный изотоп переносится в точках соприкосновения на неактивный образец. Распределение изотопа на поверхности неактивного образца определяют при помощи авторадиографии. В качестве материала для радиограмм используют мелкозернистую пленку. Достоинством этого метода является его очень высокая чувствительность. Однако вследствие того, что наблюдается равномерное излучение изотопа по всем направлениям, очевидно, при авторадиографировании размер отпечатка, соответствующий данной группе радиоактивных атомов, будет зависеть от экспозиции, чувствительности фотоматериала, количества радиоактивного изотопа и условий проявления.
Наиболее простым и эффективным является метод измерения ФПК с исполь-
зованием угольной пленки, наносимой на одну из контактирующих" поверхностей посредством распыления угля в вакууме. При контактировании образцов в местах Контакта угольная плепка разрушается. После разъединения образцов на фоне угольной пленки отчетливо видны светлые пятна площади контакта. Слой угольной
пленки толщиной 40—50 ммк можно обнаружить визуально. Возможность применять столь тонкие пленки позволяет измерять ФПК поверхностей с параметром шероховатости Ra > 0,08 мкм.
Группа 4. Оптические методы измерения ФПК основаны на том, что одну из контактирующих поверхностей (или обе) изготовляют из прозрачного материала и сквозь нее наблюдают площадь контакта. К этим методам относится метод нарушения полного внутреннего отражения, при котором шероховатая поверхность контактирует с призмой (рис. 14). На контактирующую грань призмы падает параллельный пучок света под Углом, большим предельного. При этом происходит его полное внутреннее отражение. В местах кон-
Рис. 34. Схема оптического ме~ тода измерения фактической площади контакта
41
chipmaker, ru
Рис. 15. Изображение няшен контакта, полученное оптическим методом
такта полное отражение нарушается, и точки контакта в отраженном свете видны как темные пятиа на зеркальном фоне (рис. 15). Метод этот применим для определения ФПК-шероховатой поверхности с гладкой как в статических условиях, так и в' движении. Недостатки метода — неприменимость его для изучения площади контакта двух шероховатых поверхностей и ошибка отсчета, получающаяся вследствие того, что свет при полном внутреннем отражении заходит во вторую среду.
Оптический метод измерения площади контакта двух шероховатых прозрачных образцов основан на прохождении параллельного пучка света через поверхность контакта. Лучи света проходят в точках контакта без преломления, в тех же местах, где контакт 'отсутствует, свет рассеивается (рис. 16). Вследствие этого в проходящем свете контактирующие точки видны в виде ярко светящихся пятен на сером фоне.
Этот метод позволяет изучать ФПК двух шероховатых поверхностей как в статических условиях, так и в Движении. Недостатком его является весьма ограниченный выбор материалов для исследования, так как оба образца должны быть прозрачны.
Известен оптический метод определения ФПК, основанный на использовании фазбвого контраста. Исследуемая шероховатая поверхность контактирует с полированной стеклянной пластиной, покрытой серебряной пленкой; в местах контакта стекло, а вместе с ним и серебряная пленка несколько деформируются. Наблюдая сквозь стеклянную пластину пленку в микроскоп и пользуясь методом фазового контраста, можно обнаружить малейшие неровности пленки и, таким образом, зафиксировать пятна контакта. Метод этот позволяет обнаружить малые пятна касания и обладает весьма высокой разрешающей способностью. Недостатком его является неприменимость к движущимся образцам и невозможность измерения площади касания поверхностей с высокой чистотой обработки, так как в этом случае деформация стекла не будет соответствовать площади касания.
Группа 5. Вследствие деформации выступов при контактировании и трении в местах контакта резко увеличивается плотность дислокации, приводящая к усилению диффузионных процессов, возникает экзоэлектронная эмиссия. Эти явления могут быть использованы для определения ФПК. Так, например, для выявления площади контакта можно использввать травление в парах кислоты и избиратель-
42
Рис. 16. Схема определения фактической площади контакта проходящим пучком света
ное осаждение металла из раствора. Однако эти методы в настоящее время еще недостаточно разработаны.
Более подробное описание методов определения ФПК и литература по этому вопросу приведены в работе [3].
Измерение контактных Деформаций
При экспериментальном измерении деформации контакта шероховатых поверхностей возникает ряд трудностей, связанных с необходимостью производить измерения с большой точностью, так как для поверхностей высокой чистоты обработки деформации составляют десятые и сотые доли микрометра. Это приводит к существенному влиянию посторонних факторов на результаты отсчетов. К таким факторам относятся объемные деформаций образцов, деформации измерительной системы, перекосы, термические деформации и др.
Простейшим методом измерения контактных деформаций является установка ряда тензометров в точках, расположенных по возможности вблизи контакта. Для устранения перекосов берут среднее значение их показаний. Однако тензометры дают недостаточную точность и на их показаниях будет сказываться деформация в местах контакта ножек тензометров с образцами и деформация образцов между базовыми точками.
Значительно большую точность можно получить, используя тензодатчики, индукционные датчики, механотроны, оптикаторы, пневматические и оптико-механические устройства, которые позволяют измерять деформации величиной 0,1 мкм и менее. Особенно высокую точность можно получить, пользуясь интерференционными методами.
Известен метод повышения точности измерения контактных деформаций путем их аддитивного сложения [1]. В этом случае изготовляют стопу образцов, имеющих одинаковую поверхность, и измеряют общую деформацию этой стопы, при этом можно измерить весьма малые контактные деформации. Более подробные сведения о методах измерения контактных деформаций можно получить в работах [3, 10, И, 14].
Список литературы
1. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного трения. М., Физматгиз, 1963. 470 с.
2. Демкин Н. Б., Измайлов В. В., Саватеев В. М. О величине фактического давления при пластическом контакте.—В кн.: Надежность н долговечность деталей машин. Калинин, КПИ, 1974, с. 29-36.
3. Демкин Н. Б. Контактирование шероховатых поверхностей. М., «Наука», 1970. 226 с.
4. Демкни Н. Б., Коротков М. А. Формирование площади контакта при тренин металлов.—
В кн.: Физико-химическая механика фрикционного взаимодействия. М., «Наука». 1971.
5. Демкни Н. Б., Коротков М. А., Алексеев В. М. Методика расчета характеристик фрикционного контакта.—В кн.: Расчет и моделирование режима работы тормозных и фрикционных устройств. М., «Наука», 1974, с. 5—15. «
6. Демкни Н. Б., Нетягов П. Д. Исследоваине реологических свойств контакта шероховатых поверхностей. «Известия вузов. Машиностроение», 1973, № 3, с. 18-24.
43
chipmaker.ru
7. Ишлинский Л. Ю. Осесимметричная задача теории пластичности и проба Бринелля.— «Прикладная математика и механика», 1944, т. 8, вып. 3, с. 201—224.
8. Комбалов В. С. Влияние шероховатости твердых тел на трение и износ. М., «Наука», 1974, 112 с.
9. Крагельский И. В., Демкин Н. Б. Определение фактической площади касания.—В кн.: Трение и износ в машинах, т. 14, М., изд-во АН СССР, I960, с. 37—62,
10. Крагельский И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1968. 479 с.
11. Левина 3. М., Решетов Д. Н. Контактная жесткость машин. М., «Машиностроение», 1971. 263 с.
12. Михин И. М. О связи площади касания и сближения при неподвижном и скользящем контактах.—В кн.: Трение твердых тел. М., «Наука», 1964, с. 62 - 66.
13. Расчеты на прочность в машиностроении, т. 2. Под ред, С. Д. Пономарева. М., Машгиз, 1959. 423 с.
14. Рыжов Э. В. Контактная жесткость деталей машин. М., «Машиностроение», 1966. 193 с.
15. Характеристики микрогеометрии, определяющие контактное взаимодействие шероховатых поверхностей (методика определения). М., НИИМАШ, 1973. 32 с.
Глава 2
Расчет коэффициентов внешнего трения и предварительного смещения
Основные понятия и определения
Chipmaker.ru
Внешнее трение твердых тел — сложнее явление, зависящее от многих процессов, протекающих на границе раздела в зонах фактического контакта и в тонких поверхностных слоях этих тел при относительном тангенциальном перемещении их. Под силой трения Т понимают силу сопротивления относительному перемещению твердых тел, направленную противоположно этому перемещению. Силы внешнего трения неконсервативные, т. е. работа сил трения .зависит от расстояния, на которое перемещаются тела, реличина силы внешнего трения зависит в общем случае от перемещения твердых тел в тангенциальном направлении, поэтому в зависимости от этого перемещения различают силу внешнего трения покоя, неполную силу внешнего трения покоя и силу внешнего трения движения.
Неполная сила внешнего трения покоя — сила сопротивления движению при малых частично обратимых тангенциальных перемещениях, называемых предварительными смещениями. Неполная сила внешнего трения покоя реализуется в узлах трения, где под действием приложенных к контактирующим телам усилий не происходит их непрерывное скольжение. Сила внешнего трения покоя — значение неполной силы внешнего трения покоя, соответствующее максимальной величине предварительного смещения.
Сила внешнего трения скольжения — сопротивление тангенциальному перемещению контактирующих тел, не зависящее от величины перемещения [20].
Внешнее трение сопровождается интенсивным деформированием поверхностного слоя менее жесткого тела более жесткими внедрившимися микронеровностями [26, 59]. Причем нс всякий процесс деформирования поверхностного слоя можно назвать внешним трением, а только такой, при котором относительное перемещение твердых тел в тангенциальном направлении не сопровождается нарушением сплошности материала, а деформацией его ниже тонкого поверхностного слоя можно пренебречь.
По кинематическому признаку относительного перемещения различают трение скольжения и трение качения. Очень часто один вид трения сопровождается Другим.
Так как внешнее трение обусловлено процессами, протекающими в тончайших приповерхностных слоях и на границе раздела твердых тел в зонах фактического контакта, то сила трения зависит от физико-механических свойств этих приповерхностных слоев. Эти слои отличаются по своим свойствам от слоев, расположенных в глубине [6]. Причиной является то, что силы связи атомов (ионов, молекул) в поверхностном слое не симметричны и атомы (ионы, молекулы) не могут занимать положение, соответствующее минимальному значению энергии в объеме Материала. Искажение строения приповерхностных слоев появляется также при механической обработке поверхности и в процессе трения под влиянием деформирования этих слоев и изменения температуры. Поэтому внутренняя энергия приповерхностных слоев будет выше, чем у слоев в объеме металла (материала). .
Атомы (молекулы) окружающей среды адсорбируюся на поверхности твердого-тела и вследствии хемосорбции образуют пленки химических соединений с твердым-
45
chipmaker.ru
телом. В простейшем случае это пленки окислов. Таким образом, в общем случае приповерхностные слои имеют искаженное строение, содержат пленки окислов и один, по крайней мере на воздухе, монослой адсорбированных паров влаги или газов. Очень часто для уменьшения силового взаимодействия трущихся тел применяют смазку. Таким образом, взаимодействие при внешнем трении происходит не между твёрдыми телами, а между пленками, покрывающими твердые тела.-В зависимости от состояния поверхностей твердых тел принято различать трение без смазки, граничное трение и жидкостное трение. '
Трение без смазки — трение двух твердых тел при отсутствии на поверхностях трения, введенного смазочного материала всех видов. Иногда такой вид взаимодействия трущихся тел называют сухим трением.
, Граничное трение — трение двух твердых тел при наличии на поверхностях трения слоя жидкости, обладающего свойствами, отличающимися от объемных [21]. Исследованиями Б. В. Дерягина [12] с сотрудниками показано, что обычно при толщине слоя жидкости 0,1 мкм ее свойства отличаются от объемных, поэтому к таким слоям обычные уравнения гидродинамики не применимы.
Под коэффициентом трения скольжения понимают отношение силы трения скольжения к нормальной составляющей внешних сил, действующих на поверхностях трения.
Взаимодействие твердых тел
В последнее время наибольшее распространение для объяснения силового взаимодействия твердых тел при внешнем трении получила молекулярно-механическая или как ее часто называют за рубежом адгезионно-деформационная теория трения. Впервые эта теория была предложена в 1939 г. 'советским ученым Й. В. Крагель-ским [18]. Приведем основные положения молекулярно-механической теории трения, исходя из современных представлений о взаимодействии твердых тел при внешнем трении.
Внедрение более жестких микронеровностей в поверхность менее жесткого контртела в зонах фактического контакта объясняется различием в механических свойствах, неоднородностью их на отдельных участках тел [14] и различием в геометрических очертаниях контактирующих участков [36]. Поэтому при скольжении одного тела относительно другого будет происходить деформирование внедренными неровностями менее жесткого поверхностного слоя. Сопротивление’ деформированию поверхностных слоев при скольжении называют деформационной (механической) составляющей силы трения. Ее можно вычислить зная механические характеристики поверхностных слоев, геометрические очертания микронеровностей и напряженное состояние в зоне контакта, используя основные, положения механики сплошных сред.
Наряду с деформированием поверхностных слоев при внешнем трении в сближенных на достаточно близкое расстояние (10-7 см) участках отмечаются заметные межмолекулярные взаимодействия. В результате этих взаимодействий возникает сопротивление относительному скольжению, получившее название молекулярной составляющей силы трения. Очень часто, особенно за рубежом, эту составляющую силы трения называют адгезионной, что неточно, так как адгезия означает притяжение, прилипание, тогда как межмолекулярные взаимодействия характеризуются наличием сил притяжения и отталкивания.
Учитывая, что в зонах касания деформирование материала будет происходить до тех пор, пока силы отталкивания между атомами (молекулами) не станут равными силам притяжения между атомами (молекулами). ФПК можно определять как совокупность элементарных площадок, на которых выполняется это равенство. Для поверхностей, обработанных ниже 12-го класса шероховатости, можно считать, что площадь, на которой появляются заметные межмолекулярные взаимодействия, совпадает с ФПК,
46
Теоретически вычислить молекулярную составляющую' силы трепня в реальных условиях пока не представляется возможным вследствие наличия на поверхностях твердых тел пленок, толщина и структура которых зависят от окружающей среды. Поэтому ее вычисляют по экспериментально найденным в лабораторных условиях значениям молекулярной составляющей коэффициента внешнего трения (см. с. 67) и действующим в зонах фактического контакта средним нормальным напряжениям. В случае гладких поверхностей 13-го класса и выше шероховатости в молекулярной составляющей необходимо учитывать неконтактные взаимодействия.
Общая сила внешнего трения будет равна сумме двух составляющих молекулярной 7М и деформационной Та:
Т=Т„+ТЛ. (1)
Следует отметить, что молекулярная и деформационная составляющие силы трения взаимно связаны и арифметическое сложение при определении общей силы трения можно использовать в качестве первого приближения.
Для вычисления силы трения необходимо знать вид деформации в зонах контакта и геометрические очертания микронеровностей. Деформации в зонах фактического контакта определяются механическими свойствами трущихся твердых тел, величиной приложенной нагрузки и микротопографией поверхности.
Наибольшее распространение при расчетах взаимодействия твердых тел при трении получила сферическая модель шероховатой поверхности [22, 27]. Расчеты [46] показывают, что в зоне внедрений, где выполняются условия внешнего трения, использование сферической модели единичной неровности при определении 1) ФПК даст ошибку не более 10%; 2) при определении средних нормальных напряжений в случае пластических деформаций в зонах касания не более 4%, при вычислении коэффициентов трения — 3—7%.
Отсюда вытекают следующие важнее выводы. Первый — если принять, что соотношение между площадью контакта и сближением сферической модели Шероховатой поверхности определяется кривой опорной поверхности реального тела и учитывать, что площадь контакта образуется за счет единичных пятен контакта, средние размеры которых у модели и реального тела совпадают, то распределение вершин микронеровностей по высоте для. реального тела и сферической модели описываются одинаковой функцией. Второй — одинаковой величине сближения реальной поверхности сферической модели неровностей шероховатой поверхности соответствуют одинаковые площади контакта, одинаковые нагрузки и при скольжении одинаковые силы трения. Учитывая, что при контактировании твердых тел происходит внедрение более жестких участков в менее жесткие и при этом деформация более жестких участков незначительна, можно при рассмотрении взаимодействия тел одно из них считать абсолютно жестким. Контакт шероховатой поверхности с полупространством будет дискретным. Взаимное влияние отдельных очагов деформации при вычислении силового взаимодействия можно не учитывать, так как при упругих деформациях в зонах контакта [34] оно мало, а при пластических [13] проявляется при сближениях £ » 0,5, в зоне которых не работают обычные узлы трения.
Решение задачи теории пластичности о скольжении шара по деформируемому полупространству показало, что нарушение сплошности появляется при внедрениях [22]:
или учитывая соотношение между сближением h и контурным давлением рс,
h = .2^VV (3)
ь1' \нв J
47
chipmaker.ru
pJhb
т„
НВ
получим значения рс, при превышении которых не будут выполняться условия внешнего трения
п - ИЬ - бт” V Рс 2V + 1ДУ \ НВ ) '
Для наиболее распространенных видов обработки поверхностей b = 2 v = 2, следовательно,
О.125ДВ/ 6т„у
Рс д2 V НВ J • 1’
График изменения ра вычисленных по формуле
(4) в зависимости от —- при различных значе-НВ
rbl,v
ниях -----, приведен на рис. 1. Как показывают
Г'щах
расчеты, выполненные по формуле (4), на величину,
определяющую порог внешнего трения, существенно влияют касательные напряжения, обусловленные межмолекулярными взаимодействиями в зоне фактического контакта. При т„ = 0,4<гт внешнее трение имеет место даже при сравнительно грубо обработанных поверхностях и значительных контурных давлениях
> 0,04. По мере приближения т„ к - порог внешнего трения смещается
в зону меньших давлений и внешнее трение становится возможным только для хорошо обработанных поверхностей (9—10-го классов шероховатости поверхности и малых нагрузках).
Касательные напряжения т„, возникающие на границе раздела в результате межмолекулярных взаимодействий, являются функцией нормальных напряжений [27, 28, 43, 44]
t„ = to + ₽Л- (5)
Константы т0 и р, называемые в дальнейшем фрикционными параметрами, зависят от условий работы пары трения. Полагая, что на границе раздела двух твердых тел имеется так называемое третье тело, включающее пленки смазки, окислов, адсорбированных паров и газов, и считая, что при внешнем трении наряду с объемной деформацией поверхностных слоев происходит вязкое течение в третьем теле, можно получить выражение для фрикционных констант т0 и Р в следующем виде: . Р[
т0=Л(Т)с1е''т; (6)
(7)
R _ Л (Г) cte кту р кТ
где А (Г) — некоторая функция от температуры [55]; ci = ^ “ градиент скорости; р1( у — константы при постоянной температуре; к — постоянная Больцмана.
Силовое взаимодействие твердых тел при внешнем трении будет значительно зависеть от вида деформаций в зонах контакта и от степени насыщенности контакта. В зонах фактического контакта трущихся тел могут иметь место упругие, упругопластические и пластические деформации. Наиболее широко распространены упругопластические деформации. Однако в ряде случаев при расчетах - можно полагать, что в зонах касания происходят только упругие (что справедливо при обычно используемых контурных давлениях рс < 100 кгс/см2 для поверхностей
48
Рис. 2. Зависимость кх и ktv (у - 1) от v
Рс/"в
р = 0,3; 2—— = 0,05; р = 0,5; 3—--- = Е Е
= 0,1; р=0,5
обработанных по 10-му классу шероховатости и выше), либо пластические деформации (для поверхностей, обработанных по 8-му классу шероховатости или при контурных давлениях рс > 100 кгс/см2). Взаимодействие твердых тел при упругопластических деформациях изучено мало. Приведем формулы для вычисления коэффициента внешнего трения покоя только при упругих и пластических деформациях в зонах контакта.
Упругий контакт имеет место, когда максимальные напряжения па наиболее внедренной неровности меньше твердости по Бринеллю менее жесткого элемента пары трения [23, 31], это соответствует величине внедрения
А = 2,4(1-ц2)2^У (8)
и контурному давлению
2v + l
< 2’4 2 v(v-l)fciHB2v + 1(l-P2)2v
Рс^ • 5£2vAv
где кх — константа интегрирования, зависящая от V.
График изменения кх и v(y—l)kx в зависимости от V показан на рис. 2. Для наиболее широко распространенных в машиностроении шероховатостей поверхностей (v = 2, b = 2)
_ 1,4 ЯВ5(1-р2)4
Рс Д2 Е4 ' ()
Изменение рс, при которых упругие деформации переходят в упругопластические в зависимости от шероховатости поверхности при различных отношениях НВ
показаны на рис. 3. Таким образом, для материалов, обладающих высоким модулем упругости, например для металлов, упругий контакт при первоначальном контактировании возможен только для хорошо обработанных поверхностей, для которых Д< 0.005, т. е. для 10—11-го классов шероховатости поверхности. Для полимеров упругий контакт возможен при значительных отношениях - и для
НВ поверхностей, обработанных по более низким классам шероховатости, чем для металлов.
При упругих деформациях в зонах касания деформационная составляющая силы внешнего трения обусловлена несовершенной упругостью твердых тел.
49
r.ru
По этой причине при деформировании поверхностного слоя менее жесткого тела внедрившимися неровностями возникает сопротивление относительному скольжению, обусловленное гистерезисными потерями. Приведем формулы для вычисления коэффициента внешнего трения покоя при упругих деформациях в зоне контакта.
Ненасыщенным контакт имеет место, когда число контактирующих неровностей п, меньше числа неровностей на КПК ис, что соответствует контурным давлениям [46]
8 10~2Д1/2Е
Рс<Рса~ 2о + 1
(10)
(1 -и2)
или для наиболее широко распространенных в машиностроении шероховатостей поверхностей (v = 2; b = 2)
Рся>6.10-3д/2-^—(11)
/1 2\
График изменений вычисленных по формуле (11) в зависимости от
Е
R
отношения Д = ~^гг> показан на рис. 4. Как видно, при упругих деформациях в зонах касания состояние насыщения контакта достигается только в том случае, когда менее жесткий материал трущейся пары имеет невысокий модуль упругости. Для материалов, обладающих высоким модулем упругости, контурное давление, приводящее к насыщению контакта, оказывается выше контурных давлений, соответствующих переходу от упругих к упругопластическим деформациям в зонах касания.
Коэффициент внешнего трения покоя, равный отношению силы трения к. нормальной нагрузке, будет слагаться йз молекулярной и деформационной составляющих коэффициента трения [45]:
2,4т0(1 — |12)г1/2 0,4аэф^2
v(v — tykjEh112 ktv(vz — l)r,/2 ’
где аэф — коэффициент гистерезисных потерь при сложном напряженном состоянии. По данным [60], при скольжении шарового индентора = 2,5аг, где аг — коэффициент гистерезисных потерь при простом растяжении-сжатии. Значения аг для различных материалов приведены в табл. 1.
Для наиболее широко распространенных видов обработки поверхностей v = 2, Ь = 2
Зт0(1 - р2)»-1'2
Ей1'2
/ /Л1/, + р-I-0,17аэф I-— /2,
(13)
в зависимости от &
Из формул (12) и (13) следует, что преобладание в общем коэффициенте трения одной из составляющих зависит от условий работы данной пары трения (значений т0 и р и величины сближения Л) шероховатости поверхности г, v и механических свойств менее жесткого элемента пары трения (Е, р). Деформационной составляющей коэффициента внешнего трения при упругих деформациях в зонах касания можно пренебречь по сравнению с молекулярной, для материалов, обладающих высоким модулем упругости и
50
1. Значения коэффициента гистерезисных потерь а,
Материал аг Материал “г
Твердая медь Фосфористая бронза Дюралюминий Закаленная сталь Пластмасса 0,04 0,04 0,03 0,02 0,08-0,12 Резина Дерево Кожа в сырье в голье 0,09-0,13 0,2 0,06 0,1
имеющих небольшие коэффициенты гистерезисных потерь, а также при больших значениях молекулярной составляющей /м > 0,3 для материалов, обладающих невысоким модулем упругости (резины, пластмассы). Если при трении материалов, обладающих невысоким модулем упругости, используется эффективная смазка, то деформационной составляющей пренебрегать нельзя, что, например, имеет место при трении резины в условиях граничной смазки водой и при обработке кожевенных полуфабрикатов [44]. Поэтому в парах трения, где необходимо иметь стабильный коэффициент трения, следует создавать условия, в которых превалирующее значение имела бы деформационная составляющая коэффициента трения, т. е. создавать эффективную граничную смазку. Это, в частности, находит широкое применение в дорожных покрытиях шоссе, где крутые подъемы и повороты имеют высокую шероховатость поверхности, что обеспечивает достаточное сцепление колес с покрытием в условиях мокрой дороги.
Следует отметить, что с увеличением сближения между поверхностями молекулярная составляющая коэффициента трения уменьшается, а деформационная увеличивается. Такое изменение составляющих коэффициента трения показывает, что при определенных внедрениях коэффициент внешнего трения проходит через минимум. Используя понятие об экстремуме функции, получим сближение, соответствующее минимальному значению коэффициента внешнего трения:
JL = 6тоН -U2)(v + 1) , 14)
г Еаэф
Контурное давление, вызывающее такое сближение, как следует из работы [37], будет
2
0Ду(у-1)^
Л =----------
6т„ (V + 1) (1 - ц2)
(15)
Для наиболее типичных видов обработки поверхностей То (1-й2)3-5 Т/2
2,2 • 102
Ре - Д2
(16)
<Ч>£3/5 • J.
Анализ формул (15) и (16) показывает, что минимальный коэффициент внешнего трения возможен при упругих деформациях в зонах фактического контакта только Для материалов, обладающих невысоким модулем упругости. Для металлов в подавляющем большинстве случаев деформационной составляющей коэффициента внешнего трения можно пренебречь. Поэтому с увеличением величины внедрения, а следовательно, и контурного давления, коэффициент внешнего трения покоя для металлических пар трения уменьшается при упругом контакте. -
График изменения ———соответствующих минимальным значениям ко-Е
эффициента внешнего трения покоя в зависимости от Т° при различных
Е
R
«эф и отношениях —приведен на рис. 5, а. Чем глаже поверхность, тем выше rb /v
51
r.ru
1 - Д = 0,15; 2 — Д = 0,07; а — ненасыщенный контакт; б — насыщенный контакт
значение контурного давления, приводящее к минимальным коэффициентам трения. Повышение модуля упругости или коэффициента гистерезисных потерь приводит к уменьшению рс, соответствующих /т-ш. Однако увеличение модуля упругости, как правило, приводит к уменьшению коэффициента гистерезисных потерь. Поэтому зависимость от модуля упругости получается более сложной, чем по формуле (16).
Минимальный коэффициент внешнего трения равен
. _ 1,5т^(1-рг)^
min
£1/2
(17)
Таким образом, при упругом ненасыщенном контакте минимальное значение коэффициента внешнего трения не зависит от величины приложенной нормальной нагрузки, а определяется условиями работы пары трения (т0 и 0) и механическими характеристиками материала менее жесткого элемента пары трения.
Изменение минимального коэффициента трения в зависимости от То (1 ~ м2) ----—---- при различных значениях эффективного коэффициента гистерезисных потерь показано на рис. 6. Существенное влияние на величину минимального коэффициента внешнего трения покоя оказывает фрикционная постоянная 0. Приведенные формулы справедливы для вычисления коэффициентов внешнего трения покоя и
Рис. 6. Изменение /т1„ в зависимости от
1 - аэф = 0,1; 2 - аэф = 0,2; 3 - аэф = = 0,4
коэффициентов трения скольжения в условиях, когда скорость мало изменяет параметры, входящие в формулы для расчета.
Упругий насыщенный контакт имеет место при контурных давлениях, больших определяемых по формуле (10), т. е. когда число контактирующих неровностей будет равно их числу на КПК. Если в состоянии ненасыщенного контакта площадь контакта при увеличении сближения увеличивается за счет увеличения индивидуальных (единичных) пятен контакта и в основном за счет возрастания общего числа пятен контакта вследствие вхождения новых микронеровностей в контакт [48], то в состоянии насыщенного контакта возрастание площади контакта возможно только за счет увеличения единичных пятен контакта. При насыщенном контакте площадь контакта возрастает пропорционально сближению в первой степени, тогда как при ненасыщенном контакте пропорционально Однако четкой границы между насыщенным и ненасыщенным контактами нет.
Коэффициент внешнего трения покоя
2,4т0 (1 - ц2)"у1/2 £ [ve - (v - 1) ej1'2
2 [v₽ -(v “1} е«]1/2’
(18)
где ен — сближение, соответствующее моменту вхождения всех неровностей в контакт.
Величина е„ в зависимости от параметров кривой опорной поверхности определяется [48] следующим образом:
ен = - -г-(bv)v~1
В зоне насыщения контакта минимум коэффициента трения будет иметь место ври
йер 1,2т0 (1 - ц2) (20)
где hcp — среднее значение величины внедрения,
^p-=-[vs-(v-!)<]. (21)
Контурное давление, соответствующее минимуму коэффициента внешнего трения покоя в зоне упругого насыщенного контакта, будет
= 0,25г / 1 -р.2 \1/2 / т0 \3/2-
Р‘ v3/2Kmax \ £ J \аЭф/
(22)
Для наиболее типичных видов обработка поверхностей твердых тел, т. е. когда v = 2, Ъ = 2,
/ < .,2 \1/2 г _ \3/2
I 1 ~~ В ) ( *о I
\ Е ) \«эф7
Рс = 0,09
(23)
Из формул (15) и (23) следует, что контурные давления, соответствующие Минимуму коэффициента трения покоя в состоянии ненасыщенного контакта, более существенно зависят от шероховатости поверхности, условий работы и механических свойств менее жесткого материала контактирующей пары, чем при насыщенном. Изменение контурного давления соответствующего минимуму коэффициента трения в зависимости от -Т°-- ~И1. в случае насыщенного контакта при различ-£
ных а показано на рис. 5, б.
53
В зоне упругого насыщенного контакта минимальный в данных условиях коэффициент трения покоя
/mi„ = 1,5т°/2^—+ ₽• R
Таким образом, минимальные значения коэффициента внешнего трения покоя [см. формулы (17) и (24)] при одинаковых значениях т0, аэф, ц и Е в зонах насыщенного и ненасыщенного контактов совпадают.
Пластический контакт имеет место, когда средние нормальные напряжения в зонах касания неровностей достигают значений твердости по Бринеллю деформируемого материала. Это будет наблюдаться при внедрениях
A = 5,4(1-p2)2('^-Y. (25)
Г \ £- J
Используя формулу (25), получим контурное давление, приводящее к пластическому контакту:
5,4V HB2v+1(l ~P2)2v
2AV £2v
(26)
Для наиболее широко распространенных шероховатостей поверхностей, используемых в машиностроении,
р^14,5-4-ЯВ5(^^.
Д2 £4
(27)
„ Рс Л НВ (1-Ц2)
Изменение — в зависимости от Д при различных отношениях -------———— по
казано на рис. 7. Как видим, пластический контакт имеет место при сравнительно небольших величинах контурных давлений для поверхностей, обработанных ниже 8-го класса шероховатости. С увеличением чистоты обработки поверхности кон-, турное давление, приводящее к пластическим деформациям в зоне контакта, существенно повышается, достигая больших значений для 10-го класса шероховатости и выше.
Ввиду распределения неровностей по высоте, часть неровностей, имеющая внедрение, большее, чем определенное по формуле (27), пластически деформирует материал контртела, неровности, имеющие внедрение меньшее, чем определенное по формуле (9), деформируют материал упруго, а неровности, внедрение которых изменяется в пределах
НВ\2 Е ) ’ ' (28)
Рс/нв
-—^ = 0,05; ц = 0,5; 3--^- = Е Е
= 0,01; ц = 0,3
2,4 (1 - р2)2 < Л < 5,4 (1 - ц2)2
деформируют материал упругопластически. Таким образом, идеально пластического контакта при контактировании твердых тел, имеющих шероховатые поверхности, не наблюдается. Однако расчеты показывают, что для поверхностей ниже 9-го класса шероховатости при реализации пластического контакта на части неровностей вклад неровностей, деформирующих материал упруго и упругопластически, в силовое взаимодействие твердых тел, пренебрежимо мал по
54
сравнению с вкладом неровностей, деформирующих материал пластически. Как показывает анализ [см. формулы (10) и (11)], шероховатые поверхности 10-го класса обычно работают в зоне упругих и упругопластических деформаций в зонах касания. Поэтому в первом приближении можно считать, что после достижения контурных давлений, определенных формулами (26) и (27), при контактировании твердых тел имеет место идеально пластический контакт. При пластических деформациях в зонах касания твердых тел может иметь место ненасыщенный и насыщенный пластические контакты.
Ненасыщенный пластический контакт имеет место при контурных давлениях, определяемых [47] по формуле
14,5 Г ЯВ(1-ц2)Т < рс Д2 L £ J " НВ
0,5 (vb’/^V^T
(29)
или для наиболее широко распространенных шероховатостей поверхностей
14,5 Г НВ(1-р2)Т <
Д2 L Е J " НВ
При ненасыщенном пластическом контакте сила внешнего трения покоя численно равна сопротивлению, возникающему при пропахивании материала поверхности менее жесткого элемента пары трения внедрившимися неровностями, и сопротивлению, возникающему в результате межмолекулярных взаимодействий в зонах фактического контакта [36]. Коэффициент внешнего трения покоя при пластических деформациях в зонах контакта
/ = -^ + P+O,55v(v-l)k1
НВ
Для наиболее распространенных в машиностроении шероховатостей поверхностей ' //Л1/2
= _1о_ + Р + 0,44 — I . (31)
НВ \rj
Таким образом, при пластических деформациях в зонах контакта молекулярная составляющая коэффициента внешнего трения не зависит от сближения между поверхностями твердых тел. Деформационная составляющая коэффициента трения с увеличением сближения возрастает. Поэтому общий коэффициент внешнего трения покоя с увеличением внедрения при пластических деформациях в зонах контакта увеличивается.
В широком диапазоне изменения сближений коэффициент трения проходит через минимум. Для материалов, способных деформироваться только упруго, этот минимум зависит от соотношения молекулярной и деформационной составляющих коэффициента трения. Для материалов, способных деформироваться упруго и пластически, минимум коэффициента трения обусловлен переходом от упругих Деформаций в зонах контакта к упругопластическим и пластическим. Для этих материалов деформационная составляющая коэффициента трения при упругих деформациях в зонах контакта мала, а молекулярная, как следует из формулы, при увеличении величины внедрения уменьшается. При пластических деформациях она остается неизменной, а деформационная возрастает. Таким образом, в зоне Упругопластических деформаций в зонах контакта, т. е. в зоне внедрений, определяемых формулой (28), коэффициент трения проходит через минимум и при дальнейшем увеличении внедрений он возрастает в области пластических деформаций в зонах контакта. Определить точное значение величины внедрения, при которой имеет место минимум коэффициента трения, не представляется возможным вследствие слабой изученности силовых взаимодействий твердых тел при Упругопластических деформациях в зонах контакта. Ориентировочно можно считать, что это внедрение является средним арифметическим между внедрениями, соответствующими переходу от упругих деформаций в зонах контакта к упругопласти-
55
chipmaker.ru
ческим и от последних к пластическим, т. е. минимум коэффициента трения для материалов, способных деформироваться пластически, имеет место при внедрениях
| = 3,9(l-pV(^-)2.
(32)
Контурные давления, соответствующие таким внедрениям для наиболее широко распространенных в машиностроении видов обработки поверхностей, будут
рс 1 Г (1- ц2)НВ
НВ ~ 7,5 Д2 L Е
(33)
Изменение отношения соответствующего минимуму коэффициента тре-
нв
ния для случая, когда материал менее жесткого элемента трущейся пары способен
деформироваться пластически в зависимости от Д различных ——- (1 — р ), £
показано на рис. 8. Чем лучше обработана поверхность, тем выше контурное давление, соответствующее минимуму коэффициента внешнего трения покоя.
Минимальное значение коэффициента трения в данных условиях
НВ'Х2
Е
/min = -^r + P+ 0,9(1-р2)2 по
(34)
Из формулы (34) следует, что для материалов менее жесткого элемента пары трения, обладающих высоким модулем упругости, например для металлов, ив
---« 0,01, деформационной составляющей в минимальном коэффициенте трения
можно в обычных условиях пренебречь по сравнению с молекулярной. Таким образом, минимальный коэффициент трения в этих
еетствуюи/их минимальному ко-эффициенту трения для материалов с высоким модулем упругости: 1 — = 0,1; р = 0,5;
Е
2- — = 0,05; ц = 0,5; 3-Е
-— = 0,01; р = 0,3
Е
условиях при внедрениях, определяемых по формуле (32), равен молекулярной составляющей коэффициента внешнего трения.
В ряде технических приложений весьма важно знать внедрения и соответствующие им контурные давления, при которых молекулярная и деформационная составляющие коэффициента внешнего трения равны. Это имеет место при внедрениях, как следует из формулы (31),
у = 0,23/м. (35)
Таким образом, даже при максимально возможной при пластическом контакте молекулярной составляющей коэффициента внешнего трения /м = 0,2 она будет равна деформационной составляющей при —и 0,046, т. е. при сравнительно небольших г внедрениях.
Контурное давление, соответствующее равенству молекулярной и деформационной составляющих коэффициента внешнего трения [46],
R Г Л, Tv 1
НВ [_ 0,55v (v — 1) J Д*’
(36)
56
Для наиболее широко распространенных в машиностроении видов обработки = 2,8
НВ д2 10
Из формулы (37) следует, что контурное давление, соответствующее условию усущественно зависит от шероховатости поверхности. С уменьшением шероховатости поверхности оно возрастает,
Пластический насыщенный контакт имеет место при контурных давлениях, превышающих значения, определяемые по формуле (29). В зоне пластического насыщенного контакта коэффициент внешнего трения покоя
h Т/2 /1 I
(38)
где 1ta — сближение, соответствующее переходу от ненасыщенного К насыщенному контактам.
Пластический насыщенный контакт может иметь место в тяжелонагружснных узлах трения, посадках с натягом, уплотнениях и т. д.
Факторы, влияющие на коэффициент внешнего трения покоя
Коэффициент внешнего трения покоя является сложной функцией условий работы пары трения: наличия или отсутствия граничной смазочной пленки, величины контурного давления, механических свойств используемых материалов, шероховатости их поверхностей. Контурное давление, возникающее между трущимися телами, существенно зависит от конструкции узла трения. Поэтому на величину коэффициента внешнего трения покоя оказывает влияние я конструкция узла трения.
Контурное давление
Контурное давление в узле трения существенно зависит от приложенной к контактирующим телам нормальной нагрузки. В одних работах [4, 50, 64, 69] отмечалось уменьшение f при увеличении нормальной нагрузки, в других работах [3, 6, 34, 51] — возрастание. В ряде работ [16, 26, 33, 35, 54] показано, что при изменении нормальной нагрузки в широком диапазоне наблюдается прохождение коэффициента трения через минимум. Последняя закономерность будет более общей, чем первые, они являются се частными случаями.
При анализе изменения коэффициента трения от нормальной нагрузки целесообразно пользоваться не ее величиной, а контурным давлением, равным отношению нормальной нагрузки к контурной площади контакта, так как одинаковым нормальным нагрузкам в зависимости от конструкции узла трения соответствуют разные контурные давления. Из молекулярно-механической теории трения следует, что изменение коэффициента внешнего трения покоя от контурного давления определяется видом деформаций в зонах фактического касания.
Упругий контакт. Подставляя в формулу (12) вместо сближения его значение, получим зависимость коэффициента внешнего трения покоя от контурного давления при упругом ненасыщенном контакте:
2у
2,4т0 Г 1-р2 ~|2v+1 1
1 I V (v - 1) J у p(2v + 1 A2v+1
57
chipmaker.ru
0,4сс,ф Г 5ре(1-ц2) v2 - 1 L(fci'')2v+2(v- 1)£
1 V
2v + 1 д 2v + 1
(39)
Для наиболее типичных видов обработки поверхностей
7 1т / 1 — II2 \°.s 1 /i ..2\0,2
д5л +₽ + °>2КфРе°-2(1-^-) Д0-4- (40)
При возрастании контурного давления при упругих деформациях в зонах контакта молекулярная составляющая коэффициента трения уменьшается, а деформационная возрастает, поэтому изменение общего коэффициента внешнего трения при увеличении давления будет зависеть от соотношения между этими составляющими в коэффициенте трения.
Минимум имеет место при контурных давлениях, определяемых по формуле (15). Изменение коэффициента трения от контурного давления при р = 0,05 Д = 0,5 v = 2; b = 2, -° * И У- — 10“3 показано на рис. 9, а. Из рис. 9, в и формул (39) Е
и (40) следует, что минимум коэффициента трения возможен только при небольших значениях т0, р и достаточно больших аэф, комплекса Д (см. рис. 5), т. е. в условиях, когда молекулярная и деформационная составляющие коэффициента трения близки по величине. Это выполняется обычно в условиях хорошей граничной смазки, когда менее жесткий элемент трущейся пары обладает невысоким модулем упругости (изготовлен из резины или пластмассы), а более жесткий элемент имеет достаточно шероховатую поверхность. Если менее жесткий материал трущейся пары изготовлен из материала, обладающего высоким модулем упругости, то в зоне контурных давлений, меньших, чем определяемые по формуле (33), коэффициент трения будет уменьшаться. После превышения этих давлений можно ожидать увеличения коэффициента трения при упругопластических и пластических деформациях в зонах контакта. При увеличении контурного давления минимум коэффициента трения смещается к началу координат. Однако в зоне ненасыщенного контакта происходит слабое изменение коэффициента внешнего трения в зависимости от контурного давления.
При упругом насыщенном контакте, как следует из формулы (18), коэффициент внешнего трения покоя в зависимости от контурного давления [47] изменяется по следующей закономерности:
Рис. 9. Зависимость f от рс при упругом насыщенном (а) и ненасыщенном (б) контактах: 1 — аэф = 0,4; 2 - аэф = 0,25; 3 — р = 0,05; 4 - Р = 0,03
58
Изменение коэффициента трения в зависимости от отношения контурного давления к модулю упругости менее жесткого тела показано на рис. 9, о. Вычисления приведены при р = 0,05; р = 0,03; аэф = 0,4; Д = 0,05, — - — = 10~3. При
п
насыщенном упругом контакте коэффициент трения покоя более интенсивно изменяется при изменении контурного давления, чем при ненасыщенном упругом контакте (рис. 9). В общем случае коэффициент внешнего трения при увеличении давления в данном случае проходит через минимум.
Контурное давление, соответствующее минимальному коэффициенту трения, определяется по формуле (22). Минимум коэффициента внешнего трения при упругом насыщенном контакте характерен только для материалов, обладающих невысоким модулем упругости. Для материалов, обладающих высоким модулем упругости (для металлов), состояние насыщения при упругих деформациях не достигается.
Пластический контакт. Ненасыщенный пластический контакт имеет место при контурных давлениях, определяемых формулой (29). Молекулярная составляющая коэффициента трения в условиях пластических деформаций в зонах контакта от контурного давления не зависит. Деформационная составляющая, как следует из формулы (30), с увеличением контурного давления возрастает. Общий коэффициент трения изменяется в зависимости от контурного давления следующим образом:
_ / ? ' \l/2v
/ = + O,55v (v-l)fclA1/2 -А. , (42)
tin \ tin J
или для наиболее типичных видов обработки поверхностей, используемых в машиностроении,
Г = -А- + 0,44Д1/2 . (43)
J НВ \ НВ J
При пластическом ненасыщенном контакте коэффициент трения слабо возрастает при увеличении контурного давления. График изменения коэффициента трения в зависимости от изменения контурного давления показан на рис. 10, а. Из формулы (43) следует, что для поверхностей с меньшей шероховатостью коэффициент трения в одинаковых условиях изменяется в зависимости от контурного давлэния менее интенсивно. Обычно с уменьшением шероховатости поверхности v, как правило, возрастает, следовательно, коэффициент внешнего трения изменяется еще менее интенсивно при изменении контурного давления.
59
chipmaker.ru
(44)
Насыщенный пластический конта кт имеет место при давлениях
Рс > , 0.5
НВ " V '
(ybl,v}v~1
Как и для ненасыщенного контакта изменение коэффициента внешнего трения происходит за счет изменения деформационной составляющей. Из формулы (38) можно получить следующую зависимость коэффициента внешнего-трения от контурного давления:
/ = -^ + 0,76 lib
(45)
При пластическом насыщенном контакте, как следует из сравнения формул (43) и (45), коэффициент трения более чувствителен к изменению контурного давления, чем при ненасыщенном контакте. График изменения коэффициента трения в зависимости от контурного давления показан на рис. 10, б.
Выше отмечалось, что при упругих деформациях в зонах контакта, когда менёе жесткий элемент трущейся пары обладает невысоким модулем упругости, коэффициент трения при увеличении контурного давления в общем случае проходит через минимум. Аналогичная зависимость отмечается, когда менее жесткий элемент изготовлен из металла. В этих условиях коэффициент внешнего трения уменьшается при упругих деформациях в зонах контакта за счет уменьшения его молекулярной составляющей и возрастает при пластических деформациях в зонах контакта за счет его деформационной составляющей. Следовательно, при внешнем трении твердых тел наиболее общей закономерностью изменения коэффициента трения при возрастании - контурного давления является прохождение его через минимум. Условия, при которых происходит уменьшение или возрастание коэффициента внешнего трения, определены в зависимости от параметров работы трущейся пары (см. выше).
Таким образом, противоречия в трактовке зависимости коэффициента внешнего трения от нормальной нагрузки, отмечающиеся в различных работах, полностью'объясняются, исходя из молекулярно-механической теории внешнего трения, взаимодействием твердых тел при различных деформациях в зонах фактического контакта.
Шероховатость поверхности
При контактировании твердых тел вследствие неодинаковой жесткости происходит внедрение более жестких неровностей в поверхность менее жесткого тела. При этом деформация более жесткого тела значительно меньше, чем менее жесткого, и ей можно пренебречь. Поэтому рассматривая влияние на процесс взаимодействия твердых тел шероховатости поверхности, необходимо учитывать шероховатость поверхности, более жесткого тела [18].
Различают [15, 17, 22] исходную и установившуюся в процесса трения (равновесную) шероховатости поверхностей. Под исходной понимают шероховатость поверхности твердого тела, полученную в процессе ее обработки. Установившаяся' (равновесная) шероховатость создается на поверхностях контактирующих тел в процессе трения и зависит от условий работы фрикционного узла. Не рассматривая механизм образования равновесной шероховатости, приведем основные закономерности изменения коэффициента внешнего трения покоя в зависимости от изменения микротопографии поверхностей.
Следует отметить, что влияние распределения материала в поверхностном слое твердых тел на коэффициент внешнего трения весьма сложно. Дело в том, что распределение материала в поверхностном слое оценивают по распределению микронеровностей по высоте (параметры кривой опорной поверхности b и v)
60
бсолютными размерами неровностей (величины KmaM г, Rz и т.д.). Строгой И Этической зависимости между параметрами кривой опорной поверхности и те°мерами неровностей Rm^ и г в настоящее время не получено. Если учесть, что Ра азатели кривой опорной поверхности b и v незначительно изменяются для П°статочно широкого класса шероховатых поверхностей, то можно оценить изме-Д°ние коэффициента трения в зависимости от шероховатости поверхностей, при
нимая их неизменными.
В последнее время предлагается [17] оценивать шероховатость поверхности комплексом А, который более удовлетворительно отражает микротопографию поверхностей (см. гл. 1).
На изменение коэффициента трения в зависимости от микротопографии поверхности существенное влияние будут оказывать деформации в зонах фактического контакта. Рассмотрим последовательно изменение коэффициента трения
в зависимости от шероховатости поверхности при упругом и пластическом
контактах.
Упругий контакт. При упругом ненасыщенном контакте коэффициент трения вычисляют по формуле (39) и в упрощенном варианте (40). Формулу (39) можно записать в следующем виде:
f = —+ Р +‘B'A2v + 1. (46)
A2v + 1
Из формулы (46) следует, что молекулярная составляющая коэффициента трения с увеличением значения комплекса уменьшается, а деформационная составляющая увеличивается. Поэтому коэффициент внешнего трения в зависимости от соотношения между составляющими коэффициента трения при увеличении значения комплекса может увеличиваться, уменьшаться или в общем случае проходить через минимум. Как показывают расчеты, величина комплекса, соответствующая минимуму коэффициента внешнего трения, будет
15тГ (1 - Ц2)3/4 plWotg ’
(47)
Шероховатость поверхности, соответствующая минимальному коэффициенту трения, называется оптимальной.
Величина комплекса, соответствующая минимальному коэффициенту трения при неизменном контурном давлении, будет существенно зависеть от характеристик, определяющих работу узла трения (параметры рс, т0), и механических характеристик менее жесткого элемента трущейся пары (аэф, Е, |г). Изменение комплекса, приводящего к минимальному коэффициенту внешнего трения в зависимости от
отношения при различных ро показано на рис. 11.
Е
Подставляя значение комплекса в формулу (39), получим минимальный коэффициент трения при неизменных условиях работы узла трения, соответствующий оптимальной шероховатости поверхности более жесткого элемента пары трения:
То«эф.(1 - |?) Т/2
/=1,5
+ ₽•
(48)
Следует отметить, что полученные выражения выполняются при контурных давлениях, меньших, чем определяемые по формуле (22).
Данное минимальное значение коэффициента внешнего трения совпадает с/п„п в зависимости- от. нагрузки. Следовательно, /min для данного узла трения пе зависит ни от нагрузки, ни от шероховатости поверхности, а определяется материалами трущейся пары и условиями работы. При упругом насыщенном контакте коэффициент внешнего трения зависит, как следует из формулы (48), от отношения
61
chipmaker, ru
Рис. И. Изменение Д в зависимости от при насыщенном (а) и не-£
насыщенном (б) контактах: 1 ——=0,1; 2 — ~ = 0,05; 3—— =О,О1 Рс Рс рс
———, причем молекулярная составляющая коэффициента трения с увеличением R
этого отношения уменьшается, а деформационная возрастает. Это обусловлено как в случае ненасыщенного контакта увеличением при неизменном контурном давлении глубины деформируемого поверхностного слоя. Для характеристики шероховатости поверхности целесообразно использовать отношение Д, поэтому найденная по аналогии с ненасыщенным контактом величина отношения Д будет
5,7rJ'2 (1 - ц2)1'2
Eil2P^
(49)
Изменение Д, соответствующее минимальному коэффициенту трения от -2-, по-Е
казано на рис. 11, б. Вычисления выполнены' при |х = 0,5, аэф = 0,4, b — 2, v = 2. Коэффициент трения, соответствующий оптимальной шероховатости при насыщенном упругом контакте, совпадает с минимальным коэффициентом в зависимости от контурного давления И величины внедрения. Изменение коэффициента трения в зависимости от шероховатости поверхности показано на рис. 12, а. Вычисления выполнены по формуле (40) при = 5-10-4; — Ю-3; а5ф = 0,25; ц = 0,5; Р =
= 0,05. •
Следует отметить, что формулы (48) и (49) выполняются в тех случаях, когда менее жесткий элемент трущейся пары обладает невысоким модулем упругости.
Рис. 12. Изменение коэффициента трения в зависимости от шероховатости поверхности при ненасыщенном упругом (а) и пластическом (б) контактах: 1 — = 5- 10~3;
62
Если он изготовлен из материалов с большим модулем упругости, то с уменьшением шероховатости поверхности коэффициент трения будет уменьшаться. Однако для очень гладких поверхностей Rz < 0,2 мкм возможно возрастание коэффициента трения вследствие того, что площадь силового взаимодействия твердых тел вследствие межмолекулярных взаимодействий будет существенно превышать ФПК.
Пластический ненасыщенный контакт. При пластических деформациях в зонах фактического контакта молекулярная составляющая коэффициента внешнего трения от микротопографии поверхностей не зависит. Деформационная составляющая, как следует из формулы (42), с увеличением комплекса Д возрастает. Таким образом, при пластическом ненасыщенном контакте коэффициент внешнего трения с увеличением шероховатости поверхности возрастает. Изменение коэффициента трения в зависимости от Л при различных рс показано на рис. 12, б. Вычисления выполнены по формуле (43) при = 0,08. В диапазоне контурных давлений, приближающихся к давлениям, определяемым формулой (33) для материалов с высоким модулем упругости при изменении комплекса в значительных пределах, возможно прохождение коэффициента трения через минимум. Этот минимум обусловлен переходом упругих деформаций в упругопластнческие и пластические при увеличении шероховатости поверхности. Приведенные зависимости получены без учета влияния шероховатости поверхности их на фрикционные константы т0 и р, поэтому являются приближенными. Однако они удовлетворительно описывают результаты многочисленных экспериментов [17, 18, 53]. Следовательно, их-с достаточной точностью можно использовать для вычисления изменения коэффициента внешнего трения в зависимости от шероховатости поверхности.
Механические свойства контактирующих материалов
Так как больше деформируются поверхностные слои менее жесткого элемента трущейся пары, следует ожидать, что коэффициент внешнего трения будет зави-.сеть от механических свойств этого элемента. Эта зависимость весьма сложная, так как изменение механических свойств возможно либо заменой материала менее жесткого элемента трущейся пары либо его специальной обработкой (упрочнением, закалкой и т. д.), что, естественно, будет влиять па фрикционные параметры т0 И р. В настоящее время неизвестны закономерности изменения этих параметров от механических свойств различных материалов. Однако в некоторых случаях, например в условиях граничной смазки, изменение механических свойств менее жесткого элемента трущейся пары слабо влияет на эти параметры и их можно считать постоянными. Поэтому ниже приведены закономерности изменения коэффициента трения в зависимости от механических свойств менее жесткого элемента трущейся пары при постоянных фрикционных параметрах т0 и р, неизменном контурном давлении и шероховатости поверхности при упругих и пластических деформациях в зонах контакта.
Упругий ненасыщенный контакт. Характеристикой, по которой проводится сравнение, является модуль упругости. Молекулярная составляющая коэффициента трения для наиболее типичных видов обработки
с увеличением модуля упругости уменьшается. Интенсивность изменения jfM зависит от величины фрикционного параметра р. Если р мало по сравнению с первым членом формулы (50), то молекулярная составляющая будет обратно пропорциональна £0-8
Если
Р>
2,1т0 ( 1 - р2 \0'8 Л°-2Д°-4 \ £ J ’
(51)
63
chipmaker.ru
то молекулярная составляющая коэффициента внешнего трения практически не изменяется при изменении Е. Уменьшение молекулярной составляющей при увеличении модуля упругости объясняется уменьшением ФПК и, как следствие, возрастанием средних нормальных напряжений на контакте. Уменьшение ФПК при увеличении модуля упругости менее жесткого элемента трущейся пары приводит к уменьшению величины внедрения и, следовательно, при неизменном коэффициенте гистерезисных потерь при трении к уменьшению деформационной составляющей коэффициента трения
I I _ „2 \«.2 1
/fl = 0,24a^-2 —Л- (52)
\ J-/ / /Д’
С увеличением модуля упругости обычно уменьшается коэффициент гистерезисных потерь, поэтому деформационная составляющая коэффициента внешнего трения будет весьма чувствительна к изменению модуля упругости менее жесткого материала трущейся пары. Таким образом, при возрастании модуля упругости менее жесткого материала пары коэффициент внешнего трения уменьшается за счет деформационной и молекулярной составляющих. Экспериментально уменьшение f в зависимости от модуля упругости получено в работах [47, 49].
Упругий насыщенный контакт. Аналогичная зависимость получается при насыщенном контакте [см. формулу (41)]. Графики зависимости/ =ф(Е) для ненасыщенного и насыщенного контактов при различных р показаны на рис. 13. Расчеты
проводились при неизменных = 2-10“ 2; ~~ = 0,02; А = 0,12, ц = 0,5; аэф = 0,3.
Eq Ео
По оси абсцисс отложены отношения £/Е0, где Ео — некоторый модуль упругости, по которому проводится сравнение.
Пластический ненасыщенный контакт. Характеристикой, по которой проводится сравнение, является твердость материала по Бринеллю. Молекулярная составляющая коэффициента внешнего трения
Л.=4нг + ₽
с увеличением твердости уменьшается. Это уменьшение значительно, если фрик-
ционный параметр р меньше первого члена формулы (53). Если р > —то мо-
НВ
лекулярная составляющая коэффициента трения практически не изменяется при изменении твердости.
64
Рис. 14. Зависимость коэффициента внешнего трения покоя от твердости для ненасыщенного (а) и насыщенного (6) контактов: 1 — 0 = 0,05;
2 - 0 = 0,01
Деформационная составляющая коэффициента трения с увеличением твердости уменьшается за счет уменьшения величины внедрения неровностей. Таким образом, общин коэффициент внешнего трения при пластическом ненасыщенном контакте с увеличением твердости менее жесткого элемента трущейся пары уменьшается. Изменение f — ф (НВ) показано на рис. 14. По оси абсцисс отложено ив
отношение ----где НВ0 — некоторая твердость, по которой проводится сравне-
НВ
ние. Вычисления проводились при —= 0,1; рс = 0,02НВ0; Л =0,1. Чем выше 0, тем менее интенсивно изменяется коэффициент внешнего трения при изменении твердости.
Пластический насыщенный контакт. Аналогичное изменение коэффициента внешнего трения в зависимости от твердости имеет место при насыщенном контакте [см. формулу (45)].
Приведенные закономерности, хотя и являются приближенными, однако удовлетворительно описывают результаты экспериментов [7, 39, 46, 65].
Температура контактирующих тел
Рассмотрим изменение коэффициента трения покоя в зависимости от температуры трущихся тел при пластических деформациях в зонах контакта.
При увеличении температуры изменяются молекулярная и деформационная составляющие коэффициента трения [38]. Закономерность изменения молекулярной составляющей объясняется изменением удельной силы сопротивления относительному скольжению (касательных напряжений на границе раздела) И изменением средних нормальных напряжений на контакте. Используя представление о третьем теле, можно отметить, что касательные напряжения на границе раздела, обусловленные вязкостью третьего тела, с увеличением температуры уменьшаются:
т„ = т1,ое"1'ЛЭ, (54)
где у — температурный коэффициент; т„0 — значение т„ при некоторой фиксированной температуре, по отношению к которой проводится сравнение; Д9 — изменение температуры.
При пластическом контакте средние нормальные напряжения равны твердости материала по Бринеллю, которая в зависимости от изменения температуры изменяется следующим образом [56, 57]:
НВ = НВ0е'^3, (55)
65
chipmaker.ru
где НВ0 — твердость при температуре, по отношению к которой проводится сравнение;'а — температурный коэффициент.
Значения а и у определяют экспериментально по методике, аналогичной нижеприведённой.
Молекулярная составляющая коэффициента внешнею трения покоя в зависимости от температуры, при которой работает узел трения, изменяется п'о зависимости
(56)
т f —____?Q_ р(а - у) ДЭ — f р(а - у) Л»
нв0 ~}м°
где /Мо — молекулярная составляющая коэффициента внешнего трения покоя при температуре, по отношению к которой проводится сравнение.
В зависимости от изменения температуры, при которой работает узел трения, молекулярная составляющая коэффициента трения может падать, увеличиваться и оставаться неизменной.
По данным Н. И. Амосова, на воздухе в обычных условиях зона внешнего трения имеет место в закрытых узлах трения (коэффициент перекрытия равен 1) при температуре — 150°С < (0,1 ч- 0,3) 9ПЛ, где Эпл — температура плавления. Если
используются узлы трения, у которых коэффициент взаимного перекрытия < 1, то внешнее трение имеет место в интервале температур — 40°С < 9 < (0,2 ~ 0,3) 911л. При температурах & = (0,2 Ч- 0,3) 9ПЛ внешнее трение прекращается, так происходит интенсивное схватывание контактирующих тел в зонах контакта.
Как показывает анализ, влиянием изменения микротопографии поверхности, имеющим место при повышении температуры, на деформационную составляющую коэффициента трения можно пренебречь. Тогда изменение температуры, при которой работает узел трения, будет влиять па деформационную составляющую посредством изменения Твердости материала. Уменьшение твердости при увеличении температуры вызывает увеличение внедрения неровностей и тем самым повышение деформационной составляющей коэффициента трения
«да
(57)
Общий коэффициент внешнего трения покоя в зависимости от изменения температуры, при которой работает узел трения,
еД9_
У = /моеБЛ,+/Дое 2v. (58)
Следовательно, молекулярная составляющая коэффициента трения покоя при увеличении рабочей температуры узла, как правило, уменьшается, а деформационная возрастает. В общем случае функция f = ф (0) при изменении рабочей температуры узла в пределах, соответствующих зоне внешнего трения, проходит через минимум [16, 53, 60, 66].
Методики определения величин, необходимых для вычисления коэффициента внешнего трения покоя
Деформационную составляющую коэффициента трения с достаточной точностью можно вычислить по механическим характеристикам менее жесткого элемента контактирующей пары, микрогеометрии поверхности более жесткого элемента и величины контурного давления в узле трения. Методы расчета молекулярной составляющей, исходя из характеристик трущихся тел, в настоящее время еще не созданы. Поэтому ее определяют экспериментально.
Метод определения молекулярной составляющей коэффициента внешнего трепня и фрикционных параметров а н р. В общем случае молекулярная составляющая
66
коэффициента внешнего трения
или
Рг
/м=^ + ₽-Рг
(59)
(60)
В случае пластического контакта (р, = НВ) целесообразно определять экспериментально молекулярную составляющую коэффициента трения. При упругих деформациях в зонах контакта величина рг переменна, поэтому для вычисления молекулярной составляющей целесообразно использовать фрикционные параметры т0 и ₽, не зависящие от нормальных напряжений на контакте. Молекулярная составляющая коэффициента трения при упругом контакте вычисляется по известным значениям т0 и р по формулам: для насыщенного контакта
. = 2,1т0 ( 1 - Ц2 \0,8 1
М Рс0,2 \ Е ) А0-4
(61)
для ненасыщенного
.Ум —
1,4т0 (1 - р2)2/3 £2/ЗрПЗ
(62)
При определении молекулярной составляющей требуется: 1) условия при определении молекулярной составляющей в лаборатории должны максимально приближаться к условиям на контакте трущихся тел; 2) средние нормальные напряжения на контакте для модели и реального тела должны быть близкими, так как молекулярная составляющая зависит от нормальных напряжений.
Наиболее широкое распространение получил способ [41], отвечающий данным требованиям и заключающийся в том, что при определении сопротивления относительному движению исключают или сводят к пренебрежимо малой величине сопротивления, обусловленные деформированием поверхностных слоев, т. е. деформационную составляющую силы трения. По найденному значению молекулярной составляющей силы трения определяют /м. Это можно достигнуть, если шаровой индентор 1 (рис. 15, в) правильной геометрической формы сдавливать между плоско
параллельными образцами 2 и врашать относительно оси симметрии, замеряя необходимую для вращения силу трения. Для удобства шаровой индентор запрессовывают в оправку 3. Плоские образцы для испытаний выбирают в зависимости от исследуемых материалов и диаметра индентора согласно требованию к образцам при испытаниях на твердость по Бринеллю. В качестве шаровых инденторов (когда возможно) используют шарики шарикоподшипников или их изготовляют специально. Рабочую поверхность плоских образцов обрабатывают в зависимости
от твердости материала по Бринеллю. Если твердость образцов НВ < 35, то образцы перед испытанием можно обрабатывать бархатным напильником. Поверхность образцов, имеющих НВ > 35, перед испытанием необходимо полировать.
Шаровые инденторы, изготовляемые из более жесткого материала трущейся пары, должны иметь поверхность, обработанную по высокому классу (12 —13-й) шероховатости по-.
Рис. 15. Схема определения fM при шаровом (а) и цилиндрическом (б) инденторах
67
3*
chipmaker.ru
верхности. Тогда сила сопротивления вращению практически совпадает (до 0,5%) с молекулярной составляющей силы трения. Прилагаемая нагрузка должна быть таковой, чтобы обеспечивать диаметры отпечатков 0,064 < J/D < 0,6 при условии пластических деформаций в зонах контакта. Учитывая, что в таком диапазоне изменения диаметров отпечатков средние напряжения на контакте неизменны и равны твердости, а также, что
N = 2nRwhHB, (63)
нагрузки, при которых необходимо проводить испытания при пластическом контакте, изменяются в пределах
0,126 • IO" 3R^HB < N < 1.26К* НВ;
здесь 7?ш — радиус шарового индентора.
Величина касательных напряжений по измеренной силе, необходимой Для вращения относительно оси симметрии, перпендикулярной к рабочим поверхностям плоских образцов, определяется соотношением
т - 3FR"
" ~ 4лг3 ’ (б5)
и молекулярная составляющая коэффициента трения, учитывая формулу (59),
f - 3FR° “ 4NrOT
(64)
(65а)
где R„ — радиус оправки; гот — радиус отпечатка.
Диаметр отпечатка можно измерять с помощью лупы, используемой при измерении отпечатков при определении твердости по Бринеллю или с помощью компараторов МИР-12 или микроскопов.
Величины молекулярной составляющей коэффициента трения для различных материалов, контактирующих с шаровым индентором in стали UIX15, приведены в табл. 2.
2. Величина молекулярной составляющей коэффициента трения и фрикционных параметров т0 и р (по данным К. С. Ляпина)
Материал НВ, кгс/мм2 ftA т0, кгс/мм2 ₽
Men Шллы
Свинец 3,3 0,140 1 0,274 0,057
2,8 0,155 - —
Серебро 55 0,096 0,77 0,081
Алюминий 23 0,124 — —
Медь 28,5 0,139 1,68
40,0 0,125 1,8
52,0 0,115 1,82 0,080
85,0 0,100 1,70
Никель 70,0 0,123 0,49
105,0 0,130 1,47 0,116
180,0 0,095 3,78
Армко-железо 70,0 0,139
130,0 0,097 —
65,0 0,160 —
Ванадий 110,0 0,103
Тантал 78,0 0,115 2 42 0,084
68
Продолжение табл. 2
Материал НВ, кгс/мм2 /м т0, кгс/мм2 ₽
Молибден 110,0 0,105 1,87 0,088
186,0 0,095 2,79 0,080
140,0 0,128 — —
Вольфрам 285.0 0,082 — —
Ниобий 32.0 0,142 0,896 0,114
Рений 105,0 0,095 — —
Хром 200,0 0.095 — —
100,0 0,135 1,50 0,120
Кадмий 23,0 0,096 0,943 0,055
Цинк 33,0 0,088 — —
Магний 44,0 . 0.082 — —
Титан 128.0' 0.100 2,82 0,078
190,0 0,085
цирконий 74,0 0,121 — —
Кобальт 130,0 0.092 — —
83,5 0,082 —
Сурьма 27,0 0,127 0,73 0,100
Висмут 7,70 0,175 0,454 0,116
Олово 4,40 0,170 0,449 0,068
Индий 0,80 0.200 0,107 0,066
0,60 0,260 — —
Пластмассы (по данным К. С. Ляпина, В. С. Парамонова, А. И. Смольякова)
Фторопласт 3,10 0,028 0,341 0,017
Полиэтилен ПЭВД 2,0 0,080 0,044 0,058
2,6 0,090 0,130 0,040
Полиэтилен ПЭНД 3,8 0,080 0,114 0,050
Полипропилен 3,70 0,380 0,011 0,035
Поликапроамид 7,5 0.088 — —
Винипласт светлый 12,0 0,091 0,372 0,06
Канролон 13,0 0,065 0,195 0,05
Капрон технический 7.0 0,063 0,1.61 0,04
Полиамид 68П 16,0 0,085
Плексиглас 16,0 0.220
Фенилов 31,0 0,065
Древесина, прессованная (без
пропитки) — — 0,050 0,061
Древесина, пропитанная маслом
индустриальным 45 — — 0,100 0,080
Древесина, пропитанная мотор-
ным маслом — — 0,025 0,076
Древесина, пропитанная фторо-
пластом Ф-4 —— 0,70 0,074
Древесина, пропитанная пере-
зином — — 0,07 0.038
Древесина, пропитанная пере-
типом и стеариновой кислотой — — 0,135 0,028
Ретина — — 0,250 0,010
Кожевенный полуфабрикат:
в сырье — — 0,22-Ю-4 0,016
в голье — — 0,20-10 4 0,014
в дубленом виде — — 1 1,7 -10-4 0,080
69
chipmaker.ru
Продолжение табл. 2
Материал НВ, кге/ммз flA т0, кгс/мм2 р
Подшипнике вые сплавы
БН 25 0,102 — —
Б83 24 0,150 —- —
АСС-6-5 — 1.0 0,065
А-20 — — 1,6 0,050
Бронза берилиевая 150 0,095 — —
Синтетический алмаз по различным сталям (по данным А. И. Ершова)
30ХГСА 340 0,125 20,06 0,066
45 270 0,119 20,39 0,044
08X18Н9Т 159 0,15 3,18 0,130
40Х 341 0,109 18,41 0,055
45 324 0,112 12,96 0,072
В некоторых случаях приближенно можно определять/м по схеме цилиндр— плоские образцы (рис. 15,6). Прилагаемые нормальные нагрузки должны обеспечивать средние напряжения на контакте, равные ИВ. Касательные напряжения на границе раздела плоский образец—цилиндр и молекулярную составляющую коэффициента трения вычисляют по формулам
2NRU
НВ;
FqRq 2NRu'
Недостаток этого способа — меньшая точность в результате возможных перекосов плоских образцов и цилиндра.
Для определения фрикционных параметров т0 и р целесообразно использовать метод «сменных подложек» и находить их непосредственно из экспериментов по трению [46]. Определяя для одной и той же контактирующей пары значение т„, хотя бы при двух различных величинах средних нормальных напряжении, и строя график т„ = ф (рг)> находим, как показано на рис. 16, значения т0 и р.
При определении т„ при различных рг для одного материала, пспользуя сменные подложки, исследуемый материал в виде пленки наносят на подложки различной твердости. Для удобства измерений твердость подложек необходимо выбирать большей или равной твердости материала. Одно значение т„ можно найти, используя простые плоские образцы из испытуемого материала, как изложено выше. Для определения второго значения необходимо использовать комбинированные образцы — пленка из исследуемого материала на некоторой подложке. Нагрузку подбирают такую, чтобы в зонах контакта имели место пластические деформации. Толщина пленки исследуемого материала должна быть не более 10 мкм, чтобы се механические свойства не оказывали заметное влияние на сред-
ние нормальные напряжения на контакте.
Рис. 16. График зависимости т„ и р от рг
Для прикидочных расчетов можно определять т0 и р по методу разгрузки. Сначала определить при пластических деформациях в зоне контакта, затем незначительно (на 15—20%) уменьшить нормальную нагрузку, снова определить т„ п вычислить рг по формуле рг = = —. По найденным значениям т„ и р, фрик-’"'от
ционные константы т0 и р находят путем построения графика т„ = ф (р,). Значения р„ найденные таким способом, не точны, следовательно, и параметры т0 и р, найденные из графика
70
•t„ = ф (рг), будут определены с .некоторой погрешностью. Однако я качестве ориентировочных расчетов коэффициентов трения можно использовать найденные значения т0 и 0.
Предложенный выше способ иногда трудно использовать для вычисления параметров т0 и 0. Тогда для их определения необходимо с помощью экспериментов пар трения шаровой (цилиндрический) индентор — плоскость или перекрещивающиеся цилиндры при двух различных нагрузках, обеспечивающих упругие деформации в зонах контакта, найти молекулярную составляющую коэффициента трения и з'атем из двух уравнений
Лн=-^- + ₽; /м2 = ~+Р (66)
определить параметры т0 и 0. В случаях, когда это удобно, определяют молекулярную составляющую коэффициента трения для реальных узлов и затем вычисляют т0 и 0, используя уравнение (66) и давление на контакте по Герцу, или, в случае шероховатых поверхностей, по Демкину (см. гл. 1).
Применительно к паре трения шаровой индентор—плоскость нормальная нагрузка, обеспечивающая упругие деформации в зоне контакта, учитывая уравнение (8) и соотношение (по Герцу)
з
h = 0,83 1/ -- pi (67)
к ДЩЕ2 '
будет
N = 5Л2НВ
НВ (1 - ц2) Е
(68)
Для материалов, обладающих высоким модулем упругости при нагрузках па шаровой индентор, меньших, чем определяемая по формуле (68), деформационной составляющей коэффициента трения можно пренебречь. Из уравнений (66) следует
пРи/м1>/м2
т - 2,Е(/м1-/м2)Е2/2 ( NW3 \
° (1 ~ Р2)2/3 № к № - М/3 )’
(69)
о _ f _ 6,6 (/м 1 — /м2) ^213 (70)
₽ /м! Wl/3_W}/3 • )
В уравнениях (69) и (70) индексами 1 и 2 помечены значения величин 1 и 2-го экспериментов. Значения т0 и 0, определенные разными методами в различных условиях работы, см. табл. 2.
Методики экспериментального определения параметров, характеризующих микро-топографню поверхностей. Для вычисления коэффициентов внешнего трения, кон-турных давлений, соотношений между нагрузками и сближениями, площадей контакта и т. д. необходимо иметь значения параметров кривой опорной поверхности Ь и V. Разработана методика определения этих параметров по профило-граммам поверхности (см. гл. 1). Однако эта методика весьма трудоемка, кроме того, найденные значения b и v только с определенным приближением можно использовать для анализа взаимодействия твердых тел при трении, так как При их нахождении используют длину сечений неровностей, а контактирование происходит по боковой поверхности неровностей.
Параметры Ь и v можно определить [42] экспериментально, используя соотношение сближения между поверхностями твердых тел в зависимости от приложенного нормального давления при пластическом ненасыщенном контакте:
/
*~к^'\ьнв) ’
(71)
71
chipmaker.ru
Если при двух контурных давлениях рс2 и рс,, соответствующих пластическому ненасыщенному контакту [см. формулу (29)], экспериментально найти величины h2 и hi, то '
v_ JgPr2-lgPrl .
h — Ect | ^max |
~ HB\ ht J'
(72)
(73)
Для определения величины необходимо знать величину Rmax, которую можно легко найти по профилограмме или взять из табл. 6 и 7 гл. 1 для соответствующего вида обработки поверхностей. Кроме того, можно экспериментально вычислить Ктак, а следовательно, и Ь.
Экспериментальное определение величины Ь связано с нахождением многих других величин, характеризующих микротопографию поверхности. Если провести анализ формул, отражающих взаимодействие твердых тел, то можно отметить, что практически во все формулы входит комплекс Л. Данный комплекс можно определить экспериментально. Если при некоторых значениях контурных давлений Рс г и Рс 2 в 3°не пластического ненасыщенного контакта [см. формулу (29)] определить из экспериментов по треиию значения коэффициентов внешнего трения покоя и f 2, то, воспользовавшись уравнением (42), можно найти комплекс А в виде
А =________... (74)
[0,55v(v-l)M2(Pc’/2’'-^2‘)2 1
Подставляя значения v, найденные по формуле (72), и к2, найденный по рис. 2, вычислим комплекс А.
По известному значению комплекса А, используя уравнение (71), определим приведенный радиус закругления неровностей
/1, / НВ \ >/v
Л \ Pci /
(75)
где ht и р„- — значения сближения и контурного давления, взятые из экспериментов.
выполненных для нахождения v.
Такой способ значительно проще и точнее определения приведенного радиуса закругления неровностей, чем по профилограммам [И, 22].
По найденному г экспериментально можно определить максимальную высоту неровности. Для этого при насыщенном пластическом контакте, т. е. в зоне контурных давлений, больших, чем определяемых формулой (44) при некоторых значениях контурных давлений р'с1 > р'2, необходимо определить коэффициенты трения f 3 и /4. Используя формулу для вычисления коэффициента внешнего трения покоя, найдем
1,7RHB (f3 -f4)2 (Рс!/2-й/2)2
(76)
Подставляя найденное значение в формулу (73), определим параметр кривой опорной поверхности Ь.
Следовательно, для определения характеристик микротопографии поверхности эксперименты проводят в такой последовательности. Вначале при двух нагрузках, соответствующих контурным давлениям рс1 и рс2, обеспечивающих пластический ненасыщенный контакт, определяют сближение между поверхностями твердых тел. После приложения второй нагрузки приводят образцы в относительное движение и определяют коэффициент трения скольжения, соответствующий контурным давлениям рс2 и р'2. Затем, повышая нагрузку, определяют коэффициенты трения в зоне
72
насыщенного контакта при двух различных давлениях p't и р'2. По данным пяти экспериментов, используя формулы (72)—(76), определяют все необходимые характеристики шероховатости поверхности.
Значения показателей кривой опорной поверхности, определенных по известной Я„Их с помощью формул (72)—(73), удовлетворительно совпадают со значениями, полученными с помощью вычислений по профилограммам [42]. Методы определения контурного давления приведены в гл. I.
Методика вычисления коэффициента трения
При внешнем трении применительно к реальным условиям можно вычислить деформационную составляющую коэффициента трения. Молекулярную составляющую вычисляют на основании найденных экспериментально значений фрикционных параметров То и р. При вычислении коэффициента внешнего трения следует отчетливо представлять, какие деформации происходят в зонах контакта и какой вид контакта (насыщенный, ненасыщенный) имеет место при данных контурных давлениях. При этом могут встретиться задачи двух типов, которые условно назовем прямой и обратной. При прямой задаче требуется по данным значениям контурных давлений, микротопографии поверхностей трения, механическим свойствам трущихся тел и молекулярной составляющей коэффициента трения или фрикционным параметрам т0 и р определить коэффициент внешнего трения. При обратной задаче по Требующемуся в узле коэффициенту трения подобрать условия работы пары (т. е. найти молекулярную составляющую коэффициента трения по параметрам т0 и р, а следовательно, материалы пары трения и смазки), подобрать шероховатость поверхности и контурные давления, обеспечивающие для выбранных материалов заданный коэффициент трения.
Необходимые вычисления целесообразно производить в следующем порядке.
Прямая задача. 1. Определить механические характеристики контактирующих тел по соответствующим справочникам или с помощью специальных испытаний.
2. Найти характеристики шероховатости поверхности, используя для этих целей табл. 5 гл. 1 (при прикидочных расчетах) или методики, изложенные выше.
3. Определить значения т„ и /м, используя для этой цели табл. 2 или методики определения их по фрикционным параметрам т0 и р.
4. Определить в зависимости от конструкции узла трения контурное давление, используя решение Герца (см. гл. 1).
5. Пользуясь формулами (9) и (27), определить, какие деформации будут иметь место в зонах фактического контакта.
6. По формуле (4) определить, будет ли выполняться в данном узле условие внешнего трения.
7. По формулам (11), (29) определить состояние насыщенности контакта.
8. Используя для соответствующего случая формулу, вычислить коэффициент трения.
Обратная задача. 1. Применительно к данным условиям работы ориентировочно подобрать по табл. 2 молекулярную составляющую коэффициента трения и материалы, обеспечивающие работу узла трения.
2. Исходя из конструкции узла трения и выбранных материалов, определить контурные давления по Герцу.
3. Используя формулы (9) или (27), ориентировочно определить вид деформаций в зонах контакта.
4. Используя формулы (И) или (29), определить степень насыщенности контакта.
5. Применительно к полученным результатам, варьируя значениями мнкро-топографии поверхности и контурными давлениями, но не выходя из данного вида контактного взаимодействия твердых тел, добиться требуемого коэффициента трения.
73
chipmaker.ru
б. На основании полученных данных уточнить контурные давления.
7. Выбрать по полученным значениям комплекса вид обработки, обеспечиваю* щий требуемый класс шероховатости поверхности.
Для прикидочных расчетов коэффициентов трения для каждого случая контактирования на рис. 17—21 приведены номограммы.
74
Рис. 19. Номограмма для вычисления молекулярной составляющей коэффициента трения при насыщенном контакте
Рис. 20. Номограмма для вычисления молекулярной составляющей коэффициента трения при ненасыщенном контакте
Упругий ненасыщенный контакт — номограмма для вычисления молекулярной составляющей по известным значениям 0,1 при v — 2 и b = 2 приведена на Е
рис 17- По заданным значениям — в последовательности, указанной стрелоч-r Е.
ками, вычисляют значение fM — р для определенной шероховатости поверхности. Зачем по известному р находят молекулярную составляющую коэффициента
трения.
Номограмма для вычисления деформационной составляющей коэффициента внешнего трения приведена на рис. 18. По номограмме в последовательности, указанной стрелочками, вычисляется при v = 2, b = 2 и аэф = 1 условная деформационная составляющая, умножая которую на коэффициент гистерезисных потерь, получаем значение /л для материала, используемого в узле трения.
Упругий насыщенный контакт — номограммы для вычисления аналогичных величин молекулярной и деформационной составляющих даны на рис. 19 и 20. Последовательность нахождения необходимых величин указана стрелочками.
На рис. 21 показана номограмма для вычисления по заданному значения
Ре НВ коэффициента трения. Последовательность операций для нахождения /д указана стрелочками. Общий коэффициент трения получают складывая деформационную составляющую с молекулярной, определяемой экспериментально применительно к условиям работы данного узла трения.
Пример 1. Вычислить коэффициент трения покоя в направляющих станка при номинальном давлении р = 4 кгс/см2. Операции при вычислении коэффициента внешнего трения проводим в последовательности, указанной на с. 73. Направляющая станка изготовлена из конструкционной стали НВ 250, обработана плоским шлифованием по 9-му классу шероховатости. При работе контактирует с деталью из фторопласта £ = 104 кгс/см2; а = 0,15; НВ 3,1; р = 0,5.
Так как сталь много тверже фторопласта, то необходимо выбирать параметры шероховатости ее поверхности.
шероховатости поверхности при v = 2, Ь — 2 деформационной составляющей
Рис. 21. Номограмма для определения деформационной составляющей коэффициента трения при v = 2 и b = 2
75
chipmaker, ru
По табл. 6 и 7 гл. 1 находим Д = 2,610 3; v = 1,6; 6 = 2,3; = 0,004. Применительно
г
к условиям работы (трение на воздухе) по табл. 2 найдем фрикционные константы т0 = 0,032 кгс/мм2; р = 0,02. Если данные в таблицах не соответству1от условиям работы, необходимо определить фрикционные константы по методикам, приведенным на с. 66—71. Контактирующие детали имеют площадь соприкосновения, прИ которой на процесс контактирования оказывает влияние волнистость поверхности. С учетом волнистости поверхности контурное давление
/
Считая, что волна имеет сферическую форму, для которой £ = о,5 н выбирая для плоского шлифования —® = 10’, получим
’ Рс = 0,5 (10*)°-8 (10- ’)0'4 40-2 10,4 Кгс/см2.
Используя формулу (9), определим вид деформации в зонах фактического контакта:
2v + 1
Рс 2,4 2 v(v - l)fc, Г НВ(1 - р2) Tv/ 1 у
ИВ 5 L Е J W"
2,42-* 1,6 0,6 • 0,85 г„ л „,,/10’У4
= ~--------------1—[2,4.10 2]’-2 -- ^910-2.
__ Э \ 2,0 /
Следовательно, контурное давление, соответствующее Переходу от упругих деформаций в упругопластические, р„ = 28 кгс/см2, н будет превышать р,л имеющее место в узле трения. Поэтому в зоне контакта будут упругие деформации. По формуле (10) определим степень насыщенности контакта
Д,/2 Т~Г - W >0- 3)*'2 - 2 кгс/см2.
(b’f'v) 2(v~4
Узел будет работать в зоне упругого насыщенного контакта, следовательно, коэффициент трения
f =- (_2_У'5 л. р + o^W-(1 - р2)*'3
1 EV \вт.) +Р+ ЕПЗ-------------------------------------г.Г-
. 1,4-0,032-0,750-6’ , 0,35.2,5.0,15. Юдпз.0,751'3
- 16^77од17з + 0>02 +----------------10^------------ * °’044-
Пример 2. Узел трения - подшипник скольжения. Вал изготовлен из закаленной стали 45, твердость ИКС 52. Поверхность его обработана круглым шлифованием по 9-му классу шероховатости. Подшипник имеет вкладыш, изготовленный из бронзы БрОЦС 6-6-3, твердость НВ 70, модуль упругости £ = 9 • 10’ кгс/мм2, обрабс;тан разверткой по 9-му 'классу-шероховатости.
Более твердым материалом пары является стальной вал. Поэтому необходимо определить параметры шероховатости его поверхности. По табл. 6 гл, i находим Ь = 06- у = 2; Д = 9,6 • 10~2; = 2,4 мкм; г = 10 мкм.
Подшипник работает в условиях граничной смазкн маслом при скорости скольжения; не вызывающей его нагрев. Применительно к условиям pa(j0TbI По табл. 2 находим молекулярную составляющую коэффициента трения /м = 0,06, т„ — 4 2 кгс/мм2.
Согласно М. Н. Добычину максимальные напряжения в подшипнике зависят от ряда факторов, определяющих его работу.
Для используемых материалов:
п = 0,16рвк + 0,554 = 0,16 • 0,3 + 0,554 к 0,6;
е« = [(1-0.09) + 0,91 ^г]=--1,65;
, 100-0,91 20-10 „.
““ 0,05-9 10’ = 103 ’’’
<₽о - 0,32 [ --qy”’-1--Y'* (6 = 0,32 • 14,70,6 • 0,179л = Oj32.5,1.0,35 = 0,57;
76
^max °cp Q 57 ^,35^ = 2,lGcp.
Средние нормальные напряжения на контакте для выбранного диаметра вала 8(> мм о = 1,25 кгс/мм2. Следовательно, = 2,6 кгс/мм2.
Используя формулу (26), определим вид деформаций в зонах контакта:
= OW Г "В(ШАГ = 70 о.Ч1 у = 10з е
НВ Д' L Е J 1° \ 9- 10' J
т.е. р£ = 2,5-Ю"4НВ кгс/мм2.
Контурное давление в узле трения превышает величину р„ соответствующую переходу от упругопластической деформации к пластической. Следовательно, в зонах контакта будут наблюдаться пластические деформации.
Используя формулу (4), проверим реализуется ли при данных значениях /м для дчиных материалов, микротопографии поверхности вала процесс внешнего трения:
1 - = 0,125 • 100 0,642 « 5,1,
Рс _ 0,125 (
НВ Д2 \
т. е. рс ~ 36 кгс/мм2.
Так как найденное значение рс больше, чем заданное в узле, то последний будет работать в режиме внешнего трения. По формуле (29) определяем степень насыщения контакта
Рс
JJB
—----_____— = ---—— = 021
J у (0,61П2) ’
(bvv)v-1
Контурное давление в узле трения меньше значения рс, полученного в результате расЧета> поэтому в узле будет иметь место пластический ненасыщенный контакт.
Коэффициент внешнего трения
(\1/4 / ЭЛ \*'4
= 0,06 + 0,44 (9,6 -10-2)*'2 4° =
tin I \ /U J
= 0,06 + 0,44 -0,3b 0,44 = 0,06 + 0,06 = 0,12.
Пример 3. Узел трення - дисковая муфта сцепления. Номинальное давление р„ - 4кгс/см2. Маховик и нажимной диск изготовлены из СЧ 15-32. Параметры кривой опорной поверхности b = v = 2; Д = 5,3-10“ 2 (см. табл. 5 гл. 1). Твердость маховика и нажимного диска НВ 250. Накладки изготовлены из композиционного материала твердостью НВ 10. МздуЛЬ упругости 370 кгс/мм2. Рабочая температура муфты сцепления Э = 60°С. Величину молекулярной составляющей коэффициента трения в этих условиях найдем по табл. 2: /м = о,15.
Вследствие малой жесткости фрикционных накладок можно предположить, что номинальное давление будет равно контурному. По формуле (26) контурное давление, приводящее к пластическим деформациям в зонах контакта,
_Рс_ = _ Г J9-A75 .1 = 0,5 104 • 1,2 • 10" 8 = 0,6 • 10~ 4,
НВ (5,3.КГ2)2 L 370 J
т. е. рс = 6 10“’ кгс/мм2.
Таким образом, данное контурное давление меньше, чем имеющее место в Муфте сцепления. Следовательно, в зонах фактического касания имеют место пластические Деформации. Контурное давление, соответствующее нарушению внешнего трения в муфте сцепления
ре = 0,125 / _ 6т„ У 0,125 0,01 • 104_ 1,25 10'3 • 104 ~ 45
НВ Д2 \ HBJ (5,3 10-2)2 28 ’ '
т. е. р, % 4,5 кгс/мм2.
Полученное значение больше контурного давления в муфте, поэтому условия внещ11его трения будут выполняться.
Насыщенный контакт в данной муфте сцепления возможен при контурных давлениях
рс » 0.25НВ — 2,5 кгс/мм2.
Таким образом, в данных условиях в муфте сцепления имеет место пластический ньнасы.
77
chipmaker, ru
щенный контакт. Коэффициент внешнего трения /0 04\1/4 f = 0,15 + 0,44 (5,3 КГ2)1'2 ( -—1 = 0,15 + 0,44- 0,23 • 0,25 = 0,18.
Предварительное смещение
Коэффициент внешнего трения покоя наблюдается в зоне предварительного смещения. Предварительное смещение — явление малого относительного перемещения двух тел до перехода от покоя к скольжению при трении [8, 68].
Принято различать предварительное смещение, обусловленное объемной деформацией трущихся тел а°, и контактное предварительное смещение в*. Контактное предварительное смещение обусловлено изменением напряженного состояния в зоне контакта твердых тел в момент сдвига [25]. Оно зависит от вида деформаций в зонах касания. Таким образом, общее предварительное смещение
а, = </,’ +of. (77)
Предварительное смещение, вызванное объемной деформацией трущихся тел под действием силы, необходимой для осуществления относительного скольжения, является переменной величиной, зависящей от места его регистрации. Его величину вычисляют по формуле
(78)
Gj G2
где ht и h2 — соответственно расстояния от места заделки до сечения, в котором происходит измерение а° (рис. 22); G2 и G2 — модули упругости на сдвиг для первого и второго тел; т — объемные касательные напряжения.
Контактное предварительное смещение при упругих деформациях обусловлено увеличением проскальзывания на контакте при приложении силы в направлении скольжения. Предположим, что контактирующие тела представляют собой пластины некоторой толщины. При действии нормальной к границе раздела сжимающей нагрузки при упругом контакте возникают две зоны, в одной из которых радиуса, большего р', в период приложения нагрузки имеет место проскальзывание; в зоне радиуса, меньшего р', проскальзывание отсутствует. Согласно [10]
где Tt — тангенциальная тянущая сила.
При возрастании Тувеличивается зона проскальзывания и при Т{ — fNit р' = 0, т. е. проскальзывание будет иметь место по всей площадке контакта. Неровность при этом смещается в тангенциальном направлении на
С(№)
Предварительное смещение поверхностей будет равно of иа максимальной неровности. Следовательно, в данном случае контактное предварительное смещение будет зависеть от величины сближения и коэффициента трения на максимальной неровности, что несколько затрудняет его определение. Однако с достаточно хорошим приближением можно считать, что n,ax = f— среднему коэффициенту трения.
При пластических деформациях напряженное состояние в зоне контакта будет изменяться вследствие пропахивания материала неровностями в момент сдвига. При действии только одной нормальной нагрузки неровность деформирует материал, как показано на рис. -23, а. Площадь контакта при этом будет
Д/1, ст = 2nrht (81)
78
рис. 22. Схема предварительного смещения
Рис. 23. Контактирование неровности в статике и при сдвиге
При скольжении в результате пропахивания неровность опирается на сдефор-мированный материал только фронтальной по направлению движения частью поверхности. Площадь контакта неровности с деформируемым материалом
ск == nrh; кин. (82)
Поэтому при одинаковой величине сближения, что соответствует различным нагрузкам, ФПК при скольжении будет в 2 раза меньше ФПК в статике. Учитывая уравнение (81), ФПК при скольжении шероховатой поверхности по гладкой будет
Лск=у«и„. (83)
Соотношение между сближениями в статике и при скольжении будет зависеть от соотношения ФПК в этих случаях. При пластических деформациях в зонах контакта
N
А = (84)
Рг
Поэтому соотношение между ФПК в статике и при скольжении будет зависеть от сил, действующих на твердые тела и от соотношения напряжений в этих случаях.. Соответствующие расчеты [40] и эксперименты [28] показывают, что для материалов и времен взаимодействия, когда можно пренебречь реологическими эффектами,
Рг ст = Рг кип — Рг • (8-’)
Учитывая, что при скольжении на контактирующие тела действует сумма нормальной и необходимой для скольжения сил, получим, что
АПш = Аст|/1+/2. (86)
Таким образом, резкое уменьшение площади контакта при сдвиге вызывает увеличение сближения между контактирующими телами. Оно вызвано перераспределением площадей контакта вследствие пропахивания в начале скольжения. На задней по направлению скольжения неровности площадь соприкосновения Л • А •
уменьшается от - ri^-- до нуля, на фронтальной увеличивается от —до .4ri кин. Исходя из формулы (86), можно получить следующие соотношения между сближениями в статике и при скольжении:
Для единичного индентора
ймш = 2й„ l/1+Г; (87)
Для поверхностей:
контакт шероховатой с гладкой
/>Kral = /icr(2|/l+/2),/v; (88)
79
Рис.. 24. Схема контактного предварительного смещения
контакт двух шероховатых поверхностей
________1
Лкии = йст(2|/1+Л''- + '2. (89)
Увеличение сближения в момент сдвига сопровождается перемещением твердых тел в тангенциальном направлении и увеличением силы трения от нуля до некоторого максимального значения, равного силе трения скольжения. Расстояние, проходимое твердыми телами в тан
генциальном направлении в плоскости контактов и соответствующее перераспределению ФПК, будет контактным предварительным смещением.
При перемещении неровности на расстояние da, она заглубится на расстояние
dz (рис. 24). Учитывая, что dz — da,tgy, a tgy = —, получим
z 2 dz.
(90)
В общем случае контактное предварительное смещение в зависимости от величины сближения в статике
= ]/2Й^ [(2 |/Г + ГГ - 1]. (91)
где т — коэффициент, зависящий от типа контактирующей пары. Для контактов
1
шаровой индентор—плоская поверхность т — шероховатая поверхность — глад-
1 1
кая плоская т = двр шероховатые поверхности т = у
Анализ уравнения (91) показывает, что контактное предварительное смещение — сравнительно небольшая величина. Если учесть, что при внешнем трении в случае пластического контакта максимальный коэффициент трения f = 0,5, получим максимальную величину контактного предварительного смещения для единичного шарового индентора 0,5гст, для контакта шероховатой поверхности с гладкой 0,2гст, для случая шероховатых поверхностей 0,1гст. Согласно исследованию [67] средний статический диаметр пятна контакта изменяется от 2 до 17 мкм. Следовательно, величина контактного предварительного смещения обычно чрезвычайно мала.
Упругий ненасыщенный контакт. Контактное предварительное смещение в зависимости от нагрузки [9]
=
(2 - и) (1 + ц) f-r Г 5рс ~| 2v +1 -2“7 (1-р2)0-6 L£v(v-iHij
(92)
Для наиболее типичных видов обработки, т. е. при v — 2,
= (93)
т (1-ц2)0-6 \Е)
Подставляя в формулу (91) значения контурного давления, соответствующие переходу от упругих деформаций к упругопластнческим, получим [см. формулу (9)]
80
НВ Е
(94)
dK 2,4 (2 — ц) (1 4-ц) >/,
‘ ' max (2v - I)2 v(2v—1)
d-м2) 2v+1 д 2v+l
Для наиболее типичных видов обработки поверхностей металлов, для которых р = 0,3; = 0,01; а* тах = 6,4 • 10"
Для единичного индентора контактное предварительное смещение будет
8(2-м)(1+м)/№/3
- Ell3rlii (1 - ц1)1'3 '
(95)
Пластический ненасыщенный контакт. Из формул (33) и (90) контактное предварительное смещение
* К2 l/r+7i),''2v " П 1>41гД1/2. (96)
Пластический насыщенный контакт __________________________/ \1/2 ______ = |/2гК№Х[(20 + /2)‘« - 1]. (97)
Для единичного индентора
(98)
Следует отметить, что экспериментальные данные различных авторов по определению предварительного смещения [1, 33,35,58] значительно отличаются. Это объясняется тем, что предварительное смещение состоит из двух составляющих объемного предварительного смещения и контактного. Объемное предварительное смещение обусловлено конструкцией узла трения и экспериментальной установки. Поэтому совпадение результатов, полученных на различных установках и парах трения, невозможно. Эксперименты, проведенные [46, 61] по исследованию контактного предварительного смещения, дали вполне удовлетворительное совпадение с расчетом.
Список литературы
1. Авдеев Д. Т. Исследование предварительного смещения прессованных соединений.— «Изв. высш. учеб, заведений. Машиностроение», 1962, № 4, с. 15.
2. Айнбнндер С. Б., Логинова А. Я., Тюнина Э. Я. Трение полимерных материалов.— «Механика полимеров», 1972, № 5, с. 809 — 815.
3. Алнсин В. В., Мн хин Н. М. Исследование зависимости коэффициента трения покоя от нагрузки. — «Изв. высш. учеб, заведений. Машиностроение», 1974, № 2, с. 65—69.
4. Альшиц И. Я., Бартенев Г. М. Влияние различных факторов на антифрикционные свойства полимеров. — «Вестник машиностроения», 1975, № 9, с. 39 — 42.
5. Билик III. М., Черкасская II. М. Тонкослойные антифрикционные покрытия.—В кн.: Обработка пластмасс в машиностроении. М. «Наука», 1968, с. 64.
6. Буше Н. А. К вопросу о процессах, происходящих иа поверхностях трения металлических материалов. — В кн.: О природе трения твердых тел. Минск, «Наука и техника», 1968, с. 75-77.
7. Венцель С. В., Нестеренко В. А. Антифрикционные свойства некоторых приборных масел. — «Проблемы трения и изнашивания», 1974, № 5, с. 125 — 131.
8. Верховский А. В. Явление предварительного смещения при трогании несмазанных поверхностей с места. — «Журнал прикладной физики», 1926, т. 3, с. 311—314.
9. Влияние надмолекулярной структуры полиарилата и наполненных систем на его основе па фрикционные свойства.—«Проблемы трения и изнашивания», 1974, № 6, с. 163 — 167. Авт.: В. В. Коршак, В. А. Белый, И. А. Грибова и др.
Ю. Демкин II. Б., Крагсльскнй И. В. Предварительное смещение при упругом контакте твердых тел.-«ДАН СССР», 1969, т. 186, № 4, с. 812-814.
11. Демкин II. Б. Контактирование шероховатых поверхностей. М. «Наука», 1970, с. 223.
81
chipmaker.ru
12. Дерягин Б. В. Что такое трение? М, Изд-во АН СССР, 1959. с. 243.
13. Добычнн М. Н., Литвинов В. II., Михин Н. М. Несущая способность микроконтактов при высокой платности пятен касания, — В кн.: Жесткость машиностроительных конструкций. Брянск, 1976, № 6. с. 66 — 70.
14. Елин Л. В. Взаимное внедрение поверхностных слоев металлов как одна из причин изнашивания при несовершенной смазке.—В кн.: Трение н износ в машинах. Т. 13. М., Изд-во АН СССР, 1959, с. 48-58.
15. Зюльков М. И., Михин Н. М., Добычнн Н. М. О механизме приработки трущихся поверхностей при исходном пластическом контакте. Труды Уральской юбилейной научной сессии. Курган, 1967, с. 221—222.
16. Каверзин С. В. Влияние температуры на начальную силу трепня пары уплотнение — цилиндр. Труды фак-та Красноярского политехи, ин-та. Красноярск, 1968, с. 109 — 114.
17. Комбалов В. С. Влияние шероховатости твердых тел на трение и износ. М., «Наука», 1974. 102 с.
18. Кра1сльскнй И. В. О трении несмазанных поверхностей. — В кн.: Трение и износ в машинах. М., Изд-во АН СССР, 1939, с. 543.
19. Крагельскнй И. В., Алисин В. В. Расчетный метод оценки трения и износа эффективный путь повышения надежности и долговечности машин. М., «Знание», 1976, с. 55.
20. Крагельскнй И. В. Внешнее трение - друг и враг техники. - В кн.: Наука и человечество. М., «Наука», 1966, с. 355 — 358.
21. Крагельскнй И.- В., Виноградова И. Э. Коэффициенты трепня. М., Машгиз, 1962. 420 с.
22. Крагельскнй И. В. Трение и износ. М., Машгиз, 1968, с. 480.
23. Крагельскнй И. В., Мнхнн Н. М. Об оценке фрикционных свойств материалов трущихся пар,—«Заводская лаборатория», 1968, т. 34, № 8, с. 1007 — 1009.
24. Крагельскнй 11. В., Ланков А. А. О применимости формул Герца для расчета контурных площадей.— В кн.: О природе трепня твердых тел. Минск, «Наука и техника», 1971, с. 307-314.
25. Крагельскнй И. В., Мнхнн Н. М. О природе контактного предварительного смещения твердых тел.—«ДАН СССР», 1963, т. 153, № 1, с. 78 — 81.
26. Крагельскнй 11. В. Влияние нагрузки на изменение шероховатости контактирующих поверхностей. — В кн.: Трение и износ в машинах. Т. 5, Изд-во АН СССР, 1950, с. 103 — 108.
27. Крагельскнй И. В. Молекулярно-механическая теория трения, — В кн.: Трение и износ в машинах. Изд-во АН СССР, 1949, с. 178.
28. Крагельскнй И. В., Михин Н. М., Ляпин К. С. Влияние нормального давления на тангенциальную прочность адгезионной связи.—«ДАН СССР», 1973, т. 209, № 4, с. 834 — 837.
29. Курицына А. Д. Методы исследования антифрикционных пластмасс.—В кн.: Исследования по триботехнике. М., НИИМаш, 1975, с. 49 — 70.
30. Куртель Р. Т. Деформация поверхностных слоев при трении.—В кн.: О природе трения твердых тел. Минск, «Наука и техника», 1971, с. 8 — 18.
31. Левнн Б. М. Контактный метод измерения геометрии поверхностей. М, Машгиз, 1950. 60 с.
32. Левина 3. М., Решетив Д, Н. Контактная жесткость машин. М., Машиностроение. 1971. 264 с.
33. Максак В. И. Предварительное смещение и жесткость металлического контакта. М, «Наука», 1975, 76 с.
34. Митрофанов Б. П. Природа упругого предварительного смещения.—В ки.: Теория трения и износа. М., «Наука», 1965, с. 8 —11.
35. Митрофанов Б. П. Соотношение между сближением к максимальным предварительным смещениям для упругого дискретного контакта.— В ки.: О природе трения твердых тел. Минск, «Наука и техника», 1971, с. 322 — 324.
36. Михин Н. М. Трение в условиях пластического контакта. М., «Наука», 1968. 103 с.
37. Мнхнн Н. М. О зависимости коэффициента трения от нагрузки при упругом контакте.—В кн.: Контактное взаимодействие твердых тел. М., «Наука», 1971, с. 141 — 145.
38. Мнхнн Н. М. О зависимости коэффициента трения от температуры. — «Изв. высш, уч. заведений. Физика», № 11, 1971, с. 146—147.
39. Михнн Н. М., Ляпни К. С. Зависимость коэффициента трения от твердости и ее экспериментальная проверка. — «Изв. высш. уч. заведений. Физика», 1970, № 3, с. 50 — 56.
40. Мвхнн Н. М. О расчете усилий, действующих на сферический индентор при движении по пластическому полупространству.— В кн.: Тренне твердых тел. М„ «Наука», 1964, с. 52-61.
41. Мнхнн Н, М., Добычнн М. Н., Ляпин К. С. Новый метод определения тангенциальной прочности адгезионного шва. Авторское свидетельство № 244686, 1969. — «Бюллетень по изобретениям», № 18, 1969. 19 с.
42. Мнхнн Н. М., Алисии В. В. Метод определения показателей кривой опорной поверхности по зависимости сближения от нагрузки при пластическом контакте. — «Изв. высш. уч. заведений. Машиностроение», 1972, № 8, с. 15 — 19.
43. Михин Н. М., Смольяков А. И, Исследование молекулярной составляющей коэффициента трения прессованной древесины. — «Изв. высш. уч. заведений. Лесной журнал», 1975, № 6, с. 76 - 80.
44. Мнхнн Н. М., Парамонов В. С. Экспериментальные исследования зависимости коэф-
82
, пнентов трения кожевенного полуфабриката от нагрузки. М., Рсф. инф. «Машиностроение ПЯI легкой промышленности», 1973; № 5, с. 9-13.
45. Мнхнн Н. М. О расчете коэффициента трения при упругом контакте.—«ФХММ», <968 № 2, с. 204 — 208.
46. Мнхнн Н. М. Внешнее трение твердых тел. М., «Наука», 1977, с. 221.
47. Мнхнн Н. М., Комбалов В. С. Зависимость коэффициента трения от нагрузки при другом контакте в зоне насыщения контакта.— В кн.: Контактное взаимодействие твердых тел и расчет трения и износа. М., «Наука», 1971, с. 146 — 153.
48. Мнхнн II. М„ Крагельскнй И. В. Изменение площади фактического касания твердых тел при значительном сближении. — «ДАН СССР», 1967, т. 176, № 6, с. 1285 — 1287.
49. Непомнящий Е. Ф., Луарсабншвилн Д. Г. Фрикционные свойства магнитных лент для вычистительной техники.—В кн.: Вопросы трения и проблемы смазки. М., «Наука», 1968, с 131-139.
50. Павлов В. Г., Дроздов Ю. 11. Повышение долговечности узлов сухого трения.— «Вестник машиностроения», 1975, № 11, с. 34 — 37.
51. Рамншвилн Г. Я. Сила трения как функция сближения твердых тел.—В кн.: Теория трения и износа. М„ «Наука», 1965, с. 35 — 39.
52. Рыжов Э. В. Контактная жесткость деталей машин. М., «Машиностроение», 1966, с. 195.
53. Семенов А. П., Поздняков В. В. Методика исследования трения и адгезионного взаимодействия тугоплавких материалов при температурах до 2000°С.— В кн.: Теория трения и износа. М„ «Наука», 1965, с. 332 — 336.
54. Трофимович А. Н., Приходько О. Г., Фомичев И. А. Сравнительные испытания термического полиамида и некоторых подшипниковых материалов. — «Проблемы трения и изнашивания», 1972, № 2, с. 132 — 134.
55. Френкель Я. И. Электрическая теория материи. 1924, с. 2.
56. Шишокнн В. П. О твердости металлов и их сплавов при различных температурах.— «Журнал прикладной химии», 1929, т. 2, № 6, с. 21 — 24.
57- Шишокнн В. П„ Агеева В. А. Твердость легкоплавких металлических сплавов при различных температурах,—«Цветные металлы», 1932, № 2, с. 7—10.
58. Щедрое В. С. Предварительное смещение на упруго-вязком контакте, — В кн.: Трение и износ в машинах. М., Изд-во АН СССР, 1950, с. 94—102.
59. Bowden F. Р., Childs Т. Н. С. Friction and deformation of metals at extremely low temperatures. Nature, 1968, v. 219, n. 5161, p. 1333 — 1336.
60. Bowden F. P., l abor I). The friction and lubrication of solids. Part II, Oxford, 1964.
61. Courtney-Pratt J. S, Eisner E. The effect of tangencial force on the contact of metallic bodies. Proc. Roy. Soc., Ser A, v. 238, 1956, p. 529.
62. Greenwood J. A., Minschell H, Tabor D. Hysteresis losses in rubber in sliding and rolling friction. Proc. Roy. Soc., Ser A 1961, v. 259, p. 480—485.
63. Holm R, Holm E, Shobert K. J. Jorn. Appl. Phys. 1949, v. 20, p. 319.
64. Laird S, Towle K. Shear strength and friction measurement on polyethylene under high pressure. Joum. Appl. Rhys. 1973, v. 44, n. 4.
65. Moore A. J., Tegurt W. Relation between friction and hardness. Proc. Roy. Soc. Ser, A, v. 212, 1952, p. 440.
66. Mordike B. L. The frictional properties of carbides and borides at high temperatures. Wear, 1960, v. 3, n. 5, p. 374.
67. Rabinowitz E. Investignation of size effect in sliding by means of statical teshniques. Conf, on lubr. and wear, Lond. 1957.
68. Rankin J. S. The range of friction. Phil. Mag. 1926, v. 2, p. 806.
69. Whitehead J. R., Surface deformation and friction of metals at light loads. Proc. Roy. Soc. Ser A, 1950, v. 201, p. 109.
Глава 3
Расчет интенсивности изнашивания материалов
Chlpmaker.ru
Общая характеристика процесса изнашивания материалов
Изнашивание материалов — процесс разрушения поверхностных слоев трущихся тел, который приводит к уменьшению размеров тел (износу) в направлении, перпендикулярном к поверхности трения. Интенсивность изнашивания пар трения зависит от свойств материалов деталей, технологической подготовки поверхностей и их качества, а также от условий службы — нагрузки, температуры, смазки и др.
Многообразие возникающих в контактном слое изменений приводит к различным видам износа. Вид износа нельзя определить одним термином, название его должно содержать несколько характеристик. Механизм разрушения поверхностного слоя различный.
По характер}' промежуточной среды различают износ при трении без смазки, износ при граничном трении и при наличии абразива. По характеру деформирования поверхностного слоя различают износ при упругом контакте, пластическом контакте и при микрорезании.
Таким образом, для характеристики вида износа целесообразно применять три определения: например, усталостный износ при граничном трении при упругом контакте.
При постоянных условиях трения имеют место три стадии процесса изнашивания: приработка, период установившегося режима и катастрофический износ.
Процесс приработки заключается в том, что выступы на контактирующих поверхностях меняют свою форму, сам материал наклепывается, и в результате этих двух процессов — наклепа и изменения микрогеометрии — создаются условия, обеспечивающие упругий контакт. Реализация упругого контакта на поверхностях трения весьма существенна, потому что в этих условиях имеет место минимальный износ и устойчивое значение силы трения.
При приработке поверхностей трения имеет место, как правило, более интенсивное изнашивание трущихся поверхностей и повышенное тепловыделение, сопровождающиеся как изменением физико-механических свойств поверхностных слоев материала, так и изменением микрогеометрии поверхностей. В процессе приработки происходит интенсивное разрушение тех неровностей, которые обладают наименьшей способностью «выжить» в данных условиях трения, и образуются новые неровности, отличные от исходных по форме и размерам. Экспериментально установлено, что в различных условиях и разных парах трения всегда устанавливается после приработки поверхностей равновесная шероховатость, характерная для заданных условий трения, которая в дальнейшем не изменяется и воспроизводится в процессе трения. Исходная шероховатость при этом не оказывает влияние на равновесную шероховатость (рис. 1).
Параметры шероховатости для ряда приработанных поверхностей деталей машин приведены в табл. 8 гл. 1. Приближенно можно принять v = 2; b = 2. На основе молекулярно-механической теории трения установлена тесная связь между параметрами, характеризующими фрикционное взаимодействие, и параметрами микрогеометрии поверхности. Равновесная шероховатость поверхности твердого тела зависит от прочности связей, обусловленных молекулярным взаимодействием
84
яа контакте, упругих свойств материала тела, удельной нормальной нагрузки и по этим параметрам может быть определена аналитически (см. гл. 2). Возможность прогнозирования на этапе проектирования узла .трения' величины равновесной шероховатости позволяет задавать такие виды технологической обработки поверхностей и классы шероховатости поверхности} которые обеспечивают минимальный износ сопряжения в процессе приработки и ее сокращение. После приработки поверхностей наступает период установившегося изнашивания, характеризующийся минимальной интенсивностью изнашивания для заданных условии трепля. Как показывают многочисленные исследования, например [4, 9, 16, 17, 18, 21], отделение частичек износа преимущественно .происходит в результате многократных повторных нагружений единичной фрикционной связи.
Основная трудность в позпании физических закономерностей при изнашивании материалов заключается в том, что при трении поверх-
Рис. 1. Зависимости изменения микрогеометрии в процессе приработки образцов стали 45 — бронза ОЦС 5-5-5 в условиях граничного трения с различной исходной шероховатостью ра = = 30 кгс/см4; v = 5 м/с
ностпые слои трущихся деталей подвержены сильному воздействию окружающей среды при одновременном механическом воздействии сопряженной поверхности [19]. Фактически, физико-механические свойства материалов приповерхностных слоев
отличаются от свойств основной массы материала. Учет физико-химических и
механических факторов при рассмотрении разрушения поверхностных слоев тел при трении дает основание рассматривать процесс изнашивания как кумулятивный, т. е. суммирующий действие отдельных факторов при повторном многократном нагружении фрикционных связей до отделения частицы износа.
Этот вид изнашивания имеет место в самых разнообразных условиях в узлах трения. В том числе закрытых от попадания абразивных частиц, не подверженных сильной коррозии и защищенных от микросхватывания. В основном только кумулятивный механизм разрушения объясняет изнашивание поверхности более твердого материала пары трения более мягким, например резиновое или пластмассовое уплотнение изнашивает стальную поверхность, алмазный режущий инструмент изнашивается при обработке мягких сплавов и др. Его разновидностью является поверхностное выкрашивание при трении качения, которое называют контактной усталостью или питтингом.
Физическая модель износа
Трудоемкость ремонта деталей машин значительно (в 5 раз и более) выше, чем изготовление новой детали, вследствие малой механизации процесса ремонта. В связи с этим возникает необходимость повышения износостойкости деталей машин. Для прогнозирования износостойкости деталей, особенно на этапе проектирования машин, важное место занимают расчеты на износ [12].
Первые расчетные соотношения [13] учитывали влияние только твердости и нагрузки на износостойкость материала. Однако опыты показывают, что не менее важную роль на изнашивание материала оказывают упругие свойства материала, режим работы детали (нагрузка, скорость, температура), внешние условия (смазка, окружающая среда) и конструктивные особенности фрикционного узла.
85
При скольжении мпкронеровности по контртелу перед ней возникает лобовой валик деформируемого материала, который находится под воздействием сжимающих напряжений. За микронсровностью вследствие сил трения материал растягивается. Таким образом каждый элемент деформируемого материала испытывает знакопеременное деформирование. Многократные повторные деформации приводят к физическим и химическим изменениям поверхностного слоя и накоплению в нем повреждений, приводящим к отде-
Рис. 2. Заглубление индентора в зависимости от числа циклов воздействия.
лению частиц износа.
Модельные эксперименты по скольжению сферического индентора под нагрузкой по кольцевой траектории показывают, что с увеличением количества проходов (циклов воздействия на элемент материала) материал разрушается не сразу, а после нескольких проходов. После отделения частиц износа и заглубления индентора опять в течение некоторого числа циклов на поверхности трения не происходит заметных изменений (рис. 2).
Приведенное напряжение <тпр на контакте, при котором происходит отделение частиц износа, пропорционально удельной силе трения г;
°*np — кт — kfklpr)
где к — коэффициент, характеризующий напряженное состояние на контакте, зависит от природы материала; для хрупких материалов к = 5, для высокоэластичных Л = 3.
Износ обычно характеризуют линейной интенсивностью изнашивания
г z Ух =: и AaL L’
где L— путь трения; —объем материала, удаленного на пути трения L.
Учитывая, что в трении участвует только фактическая площадь касания введем понятие удельного износа цо аналогии с выражением (2)
где И — средний диаметр пятна контакта касания; УД — объем материала, удаленного с площади А, при сдвиге на путь, d (в результате одного акта взаимодействия неровностей).
Разделив выражение (2) на (3) и. преобразуя, получим
На один акт взаимодействия неровностей приходится следующая толщина изношенного слоя
(5)
где и —число цикле®, приводящее к отделению объема материала U„.
Рассмотрим контактирование абсолютно твердого тела с шероховатой поверхностью перемещающегося по гладкой поверхности упругодеформируемого изнашиваемого контртела. Шероховатая-поверхность моделируется набором шаровых сегментов одинакового радиуса, расположенных по высоте так, что распределение
86
материала в поверхностном слое модели и реальной поверхности описывается одинаковой опорной кривой. Взаимным влиянием неровностей пренебрегаем, потому что в большинстве реальных сопряжений плотность контакта весьма мала и приближенно может быть оценена по отношению номинального давления к твердости более мягкого материала пары трения.
Положим, в первом приближении, что в деформировании участвует только объем внедрившихся неровностей (рис. 3)
ь с A h
f A, dh = AcR.m f be Je =
0 0 V *r .
(6)
Подставив формулу (6) в (3) с учетом (5), будем иметь *
h
~ (V + l)dn '
Применительно к неровностям, моделированным сферическими геометрических соображений можно показать, что для единичной
(7)
сегментами, из неровности
Тогда
4-оЯД d |/ г
Для множественного контакта получаем основное уравнение для расчета износа
2 = , (8)
1 / г рг п ' '
где — множитель, определяемый геометрической конфигурацией и расположением по высоте единичных неровностей на поверхностях твердых тел, обычно
i- А
Кд к; ОД; а = — коэффициент перекрытия.
А-^
Интенсивность изнашивания I может меняться в широких пределах от 10-3
До 10-12 (табл. 1).
На основе накопленного опыта [12] рекомендованы следующие классы йзносо-стоцкости:
Класс
’8 {mln . . .
8 Дпах ...
I
-12
-11
И III IV V VI VII VIII IX
-11 -10 -10 - 9 -9 -8 -8 -7 -7 -6 -6 -5 -5 -4 — 4 -3
0
... -13
. ... -12
87
1. Характерные зпачеппя безразмерной интенсивности изнашивания I различных детален машин
Изнашиваемая деталь I Примечание
Гильзы цилиндров: двигателя ЯМЗ-236 автомобилей 1,8-10-12 2,5 • 10~12 (1,1 -г5,6)-10“” Поршневые кольца: луженые хромированные чугунные
Поршневые кольца: луженое двигателя ЯМЗ-236 •хромированное двигателя ЯМЗ-236 двигателя Д-48Т автомобилей 2,5 -10~” 2,5-10-12 4-10“” (0,6 4-1,2)-К}-” Гильзы цилиндров чугунные
Коленчатые валы двигателей автомобилей: шатунные шейки коренные шейки 4 1О-п4-5-10-12 1,6 -IO"”4-1,8- Ю~12 -Сталь — подшипниковый сплав
Поворотные цапфы ходовой части автомобиля ЗИЛ-130 (шейки) 1,8-10~9 1,6-.io~9 Смазка 1-13 Мсталлоплакирующая смазка
Детали экскаваторов Э-302, Э-505, Э-651 и др.: опорно-поворотные круги . шлицевой вал поворота зубчатые колеса реверсивного механизма: цилиндрическое коническое звездочка цепной передачи реверсивного механизма кулачки полумуфты ходового механизма зуб ковша 8,6-10“” 5,3- 1О~10 1,5-10-” б,з-ю~12 .7,3-W12 6.3-10-10 Ю^-Ю"3 Материалы сопряженных деталей: сталь 50Г — сталь ШХ15 сталь 40Х — сталь -35ГЛ сталь 40Х - сталь 45 сталь 40 — сталь 40Х сталь 45 — сталь 45 То же »
Направляющие станков Инструментальные салазки поперечно-строгального станка 2-10"9 ч- 4-10-10 2-Ю” Чугун — чугун То же
Режущий инструмент: из сплава Т15К6 па воздухе без применения СОЖ износ по задней грани из сплава Т5К10 на воздухе:- на задней грани на передней грани то же, в вакууме 5‘10"6 мм рт. ст.: на задней грани на передней х рани из стали Р9К5 на воздухе: на задней грани на передней грани то же, в вакууме 5*10"^ мм. рт. ст.: на задней грани на передней грани (l,5-r6)-10-S 1,1-10-8 2,2-10-8 5,8-10-8 4,1-10-8 5,5-10“7 6-Ю’7 8,5 Ю-7 1,1-Ю-6 Обрабатываемый материал: сталь 40Х при v = 150 -5- я-230 м/мин сталь 40Х, v = 180 м/мин сталь ХН35ВТЮ, г >= 4м/мив
Калибры из твердого сплава Калибры из сплава ЦМ-332 и стали 10-1° —
88
Продолжение табл. 1
Изнашиваемая деталь I Примечание
У10А (1,3 4-2,9)-КГ9
Фрикционные элементы тормозов: ДИСКОВОГО камерного колодочного 8-10~7 4-4- 10-Ю (2 4-8)-10“7 2-6-* 4- IO"7 1 1 I
Опоры скольжения буровых долот 10-54-10-7- —
Соединения, муфты, малоподвижные подшипники, подвергаемые воздействию вибраций 8 -10-6 4- IO"8 Износ обусловлен фретинг-коррозией
Лопатки роторов грунтосмесительных машин при работе по различным грунтам: песок тяжелый суглинок (2,1 4-3,1)-IO*8 (4 4-10)-10-8 —
Протектор шин 2-10-8 4-10~9 По асфальтобетонному покрытию
Уплотнения из резины (без смазки) 5-10-7-5.10-8 По Стали
Тела качения подшипников, работающих в водной среде (0,7 4-2)-10-Ю (1,3 4-4,3)-10~9 O'max <200 кгс/мм2 > 200 кгс/мм2
Бронзовые буксы амортизаторов 2-Ю-11 —
Шарниры шасси самолета: смазка ЦИАТИМ-201 + РЬ ЦИАТИМ-201 1,з-10-ю 5,2-10-Ю 30ХГСА БрАЖМц
Втулки подшипников скольжения из самосмазывающихся материалов : АМАП-4 П68ДМ-1,5 спрелафлоп (производство ГДР) Полимерные покрытия ФБФ-74Д (при 400—800 кгс/см2) на стали т о СА Оч ОЧ • ’ < * СП о о о 1 • - • 00 •—1 СП При трении по стали
Установленные классы износостойкости объединяются принятыми в механике твердых тел основными видами контактного взаимодействия поверхностей трения:
I—V классы — упругим деформированием;
VI— VII классыупругопластическим деформированием;
VIII—IX классы — микрорезанием.
Интенсивность изнашивания зависит от вида контактного взаимодействия сопряженных тел. Поэтому во всех случаях следует обеспечить упругое контактное взаимодействие тел. Большей частью это происходит самопроизвольно в результате приработки поверхностей, приводящей к изменению конфигурации контактирующих неровностей и расположения их по высоте.
Проанализируем, какое значение имеет каждое из соотношений, входящих в формулу (8). Первое из них выражает относительную глубину внедрения неров-
89
chipmaker.ru
востей поверхности, величина которой определяет вид контактирования. Для упругого контакта она должна быть менее 10“ 2 для черных металлов, и 10 4 для цветных металлов. Отметим, что ири значениях — > 0,5 внешнее трение не-
возможно. Второе определяет отношение фактической площади контакта к номинальной. Вследствие шероховатости и волнистости это отношение всегда меньше единицы. Для металлов оно находится в пределах 10~4—10~2, для эластомеров (полимеры, резины) IO-2—10-1. Третье отношение характеризует способность материала к разрушению при повторном воздействии (усталость). Оно' зависит от материала, величины действующих напряжений И характера механохимических процессов, протекающих на контакте, присутствия смазки или окружающей газовой среды, и может изменяться в широких пределах (10“2—10“10), оказывая превалирующий вклад в величину интенсивности изнашивания.
Вычислим безразмерные величины, входящие в формулу (8) для случая взаимодействия абсолютно жесткой шероховатой, не имеющей волнистости поверхности, характеризуемой микрогеометрическим комплексом Д и параметрами b и v кривой опорной поверхности, с упругодеформируемым телом, износ которого определим.
Перейдем к вычислению этих безразмерных величин, используя заданные характеристики контактирующих тел. В соответствии с известным уравнением кривой опорной поверхности (см. гл. 2) получаем необходимое для расчета безразмерное отношение
Второе безразмерное отношение I —) можно вычислить применяя формулу (И), гдер„=л. VPr/
Рассмотрим последний множитель —, входящий в формулу (8). Известно, что
число циклов до разрушения п. убывает по мере увеличения действующих ампли-
Рис. 4. Номограмма для определения коэффициента Kty
тудных значений напряжений. Эту зависимость называют кривой усталости Велера. Аналитически кривую усталости описывают эмпирическими формулами степенного вида:
для упругого контакта
где сПр и <т0 - соответственно действующее напряжение и разрушающее напряжение при однократном растяжении; ty — параметр кривой фрикционной усталости. Следует отметить, что при контактировании Шероховатых поверхностей единичная фрикционная связь подвержена случайным вариациям действующих напряжений вследствие различной высоты неровностей. Из рассмотрения статистических закономерностей при нестационарном нагружении пятен контакта и использования гипотезы линейного суммирования усталостных повреждений число циклов до отделения частицы износа учитывается поправочным коэффициентом приведенном на номо-. грамме рис. 4 [12].
90
При расчете материала на износ нельзя ограничиться характеристиками, которыми обычно оценивают объемные прочностные свойства твердых тел, нужны специфические характеристики материалов пары трения. Показатель степени кривой фрикционной усталости t по существу учитывает весь сложный комплекс физико-химических процессов, имеющих место при трении. Пока он не поддается расчету, поэтому разработаны следующие методы для его экспериментального определения.
1. Из испытаний на износ.
Для этого можно использовать или результаты натурных испытаний для пересчета данных, или данные испытаний на лабораторных машинах трения типа И-47, СМЦ2, МДП, МТП и др. Существенный недостаток этого направления, заключающийся в малой производительност и испытаний, устраняется применением многопозиционных машин трения, на которых одновременно испытывают несколько образцов с различными нагрузками.
2. На приборах с сосредоточенным контактом —циклометрах [14].
Для материалов, не вступающих в механохимическое взаимодействие со смазкой, окружающей средой или коитртелом, параметр t может быть взят из результатов испытаний на объемную усталость. Для наиболее распространенных условий трения значения t приведены в табл. 2.
2. Значения параметров фрикционно-контактной усталости при трении без смазки на воздухе по образцу из стали
Материал ег0, кгс/см2 fy Материал по, кгс/см2 ty
Сталь 45 7000 7,9 Резина на основе бута-
Чугун 4НМХ 6600 4,1 диенстирольного каучука: 1600 3,4
Графиты марок: 200 2,0 протекторная*
АГ-1500 уплотнительная при 216 4,8
АО-1500 250 2,6 Ю0“С
АМС 800 2;4 Полиформальдегид 1470 1,3
Электрографит 2750 6,7 Поликарбонат 8400 2,9
НИГРАН 250 2,0 Эпоксидная смола без на-
Резины при модуле упруго- полнителя 1800 4,6
сти Е, кгс/см2; К-82 14200 3,1
22 2110 3,0 Фторопласт-4 630 5,0
28 . 1460 3,4 Ретинакс ФК-240 11840 12,6
32,5 8500 3,6 АФ-ЗАМ 27 300 2,9
Капролон 6 300 2,6
* По бетонному покрытию
Основные расчетные зависимости
В результате преобразований основное уравнение (8) для упругого контакта примет вид
J = K1«-2 2V№2V^ 2уД2 РМ . (10)
\ °0 )
Фактическое давление на контакте рассчитывают по формуле
, 2у____у 1
pr = 0,5E2v + 1'A2v + 1pf2v + 1. (11)
Контурное давление (без учета влияния шероховатости на деформацию волн
/ тг \0.4-
рс = 0,2Е0,8 ГМ р°а-\ (12)
\ /
91
chipmaker.ru
Целесообразно различать следующие разновидности контакта.
1. Контактирование шероховатых неприработаниых поверхностей без волнистости рс = ра: сопряжения малогабаритных деталей, т. е. когда линейные размеры, ограничивающие номинальную площадь контакта, соизмеримы с базовой длиной по ГОСТ 2789 —73 — опоры часовых механизмов, детали механических приборов, многие виды резьбовых, штифтовых, шпоночных соединений и др.; сопряжения, в которых одна из деталей имеет малую жесткость — направляющие планки, лезвийный инструмент и др.; сопряжения, образующие высшую кинематическую пару,— зубчатые передачи, кулачки, колесо — рельс и др.
2. Контактирование шероховатых и волнистых неприработаниых поверхностей Ре ч4 Ра “ направляющие станков, дисковые тормоза, сцепления и др.
3. Приработанные поверхности детали любой конфигурации, у которых на поверхностях трения установилась оптимальная шероховатость, воспроизводящаяся в процессе изнашивания.
Подставив в формулу (10) соответствующие выражения для фактического и контурного давлений, получим расчетные формулы, пригодные для инженерного расчета на износ. Для случая соприкосновения поверхностей, для которых ра = рс, после подстановки формулы (И) в (10) получим
Ц Is—. --1 yty-./ bf \f
I~K2tiKtvp 2v + 1£2v + 1 Д2У+1(«£м_у> \ Cb J
(13)
где
t-i-JL _L к2 = о,5у
при v = 2 соответствующему случаю распределения неровностей по высоте по закону, близкому к нормальному,
1~K2VK,J> 5JS5 Д 5(^)4
\ CO J
В случае упругого контакта плоских поверхностей (волнистых) с учетом (12) будем иметь
1 ,. ty 2t,(5v + 2) leaKjOK^ 5(.v + I)£5(2v + 1)
2tr f^y₽v+i) (у \ / \ Cq J
(14)
ty
где =K2-0,2:v + 1 — числовой множитель, зависящий от параметров ty и v (рис. 5).
Пренебрегая не существенными отклонениями от пропорциональности между интенсивностью изнашивания и номинальным давлением при v = 2, имеем
IwK3aK(vp£,>'“1tey УД0,4^(,^У.
\ кв у \ с о у
Запишем формулу для расчета интенсивности изнашивания приработанных поверхностей [7]. В этом случае фактическое давление на контакте
92
Тогда коэффициент трения без учета механической составляющей будет
/ Л
Следовательно, коэффициент трения, приработанных поверхностей практически не зависит от прикладываемой нагрузки и микрогсометрии поверхностей трения.
Шероховатость, устанавливающаяся после завершения процесса приработки поверхностей [5], можно оценить формулой
А*—
(15)
После подстановки формулы (15) в (13) будем иметь
2». Ь______t 1 fir уу
1 = К215 5«KrvpE2
(16)
Приведенные зависимости распространяются и на другие расчетные схемы.
В тех случаях, когда различие между упругими свойствами истирающего и истираемого тел достаточно близки, следует воспользоваться приведенным моду-
лем упругости
Е -
£\ + £2
Более точные результаты получаются при подстановке в расчетные зависимости вместо модуля'упругости соответствующих коэффициентов эластичности
© =
1-1? £
однако вносимые поправки в этом случае незначительны.
93
chipmaker.ru
Шероховатость истираемого тела можно учесть применением приведенных значений параметров шероховатости:
г1. 2 = Vj +~Г^’ ^maxi.2 ~ + ^rnaxp vl,2 = V1 + v2>
здесь коэффициент км в зависимости от значений vy и v? дан на рир. 6.
ПрИ V! = v2 = 2
л U(Rma>1RmaK2)M2 П.гФА)1'4 '
Если различие поверхностей составляет более двух классов, то шероховатостью более гладкой поверхности можно пренебречь.
Факторы, влияющие на интенсивность изнашивания
Приведенные расчетные зависимости (13), (14) и (16) позволяют проследить влияние различных факторов на износ. Для многих видов обработки (см. гл. 2), в том числе приработанных поверхностей v а 2. Параметр фрикционной усталости Гу для большинства материалов изменяется в пределах 2 < Г, < 10. Исходя из указанных значений v и ty, в табл. 3 приведены пределы изменения показателей степени
3. Влияние различных факторов па износ*
Поверхность контакта Показатель степени при величине
Ра Е А и» *в Ум То “г
Шероховатая без волнистости не-
приработанная Шероховатая и волнистая непри- 1,4 -3 0,6-7 0,8-4 — 2-10 — —
работанная 1,08-1,4 1,9-9,6 0,8-4 0,16-0,8 2-10 — —
Приработанная * Для большим 1 ства повер 0-4 кностей v я 2, 2 < fv < 10. 2-10 0,5 1-5
(зависящие от v и гу) при параметрах, учитывающих влияние отдельных факторов на интенсивность изнашивания. Рассмотрим каждый из факторов.
Удельная нагрузка (номинальное давление). Для неприработанных поверхностей удельная нагрузка нелинейно влияет на износ, причем более существенно I ~ р*-4*3 для поверхностей с малой площадью контакта, т. е. без волнистости. Волнистость поверхностей значительно уменьшает нелинейный характер этой зависимости. Для приработанных поверхностей интенсивность изнашивания прямо пропорциональна удельной нагрузке. Таким образом, в общем случае I ~ pi *3, что согласуется с опытными данными эксплуатации деталей машин [20], а также многочисленными лабораторными испытаниями.
Упругие свойства материала (модуль упругости).
Модуль упругости материала значительно влияет на интенсивность изнашивания материала, причем для материалов с одинаковой прочностью на разрыв увеличение его ведет к увеличению 1. Показатель степени при модуле упругости изменяется в наиболее широких пределах и имеет наибольшее абсолютное значение. Больший интервал изменения показателя степени соответствует контакту
94
шероховатой поверхности без волнистости, а большее абсолютное значение этого показателя имеет место для шероховатой и волнистой поверхности. Однозначную зависимость между модулем упругости и интенсивностью изнашивания экспериментально установить затруднительно, потому что имеется связь между модулем упругости и фрикционными свойствами, в частности с коэффициентом трения, а также прочностными характеристиками (<т0, ty). .
Свойство несовершенной упругости учитывают коэффициентом гистерезисных потерь аг, знание которого важно для прогнозирования износа приработацных поверхностей. Некоторые значения аг приведены в работе [7].
Прочностные свойства материала (q0, ty). Увеличение абсолютных значений этих характеристик всегда положительно влияет на износостойкость. Чем больше <т0, тем прочнее материал при однократном разрыве, и чем больше ty, тем большее количество циклов требуется для отделения частицы износа.
Фрикционные свойства сопряжения (коэффициент трения /). Интенсивность изнашивания сильно зависит от коэффициента трения I ~ fr, как и от прочностных свойств с0. Эта связь неоднозначна, так как коэффициент трения f зависит от упругих свойств материала, шероховатости поверхностей, удельной нагрузки и параметров, характеризующих молекулярное взаимодействие на контакте.
Шероховатость и волнистость поверхностей. Влияние микрогеометрии поверхности на износ весьма существенно. Поскольку комплексный критерий шероховатости Д может меняться на четыре порядка в пределах 10~3 < Д < 1, а показатель степени при Д лежит в пределах 0,8—4, то пренебрежение шероховатостью может привести к ошибке в несколько порядков при определении интенсивности изнашивания [8].
Волнистость поверхностей может менять интенсивность изнашивания в меньших пределах, потому иго 10“3> а показатель степени меньше еди-
кв
ницы и может изменяться только в 4 раза, что в крайних пределах дает изменение I на 2 порядка. Поэтому учет волнистости необходим, хотя точность определения абсолютного значения параметра волнистости, необходимого для расчета, сравнительно невысока. В случае износа приработанных поверхностей исходная микрогеометрия трущихся поверхностей не влияет на интенсивность изнашивания.
Молекулярное взаимодействие на контакте в условиях трения (смазки, совершенства очистки поверхностей, окружающей газовой среды и параметров, характеризующих ее состояние) учитывается коэффициентом трения в частности параметрами т0 и р.
Чем меньше сдвиговое сопротивление, тем меньше интенсивность изнашивания поверхностей трения. Поэтому введение смазки повышает износостойкость узлов трения.
Температурно-скоростной фактор. Влияние скорости скольжения на фрикционные свойства изучено еще недостаточно. Скорость скольжения определяет время существования единичной фрикционной связи и, следовательно, скорость деформирования материалов. Поэтому на трение и износ материалов оказывает влияние вязкость фрикционного контакта. От скорости скольжения зависит мощность тепловыделений и температура па контакте. Нагрев поверхностных слоев трущихся тел приводит к изменению в них механических и фрикционных свойств и механо-Хпмическим структурным изменениям. Поэтому следует рассматривать температурную зависимость износа как следствие температурных зависимостей тех свойств материала, которые вошли в расчетные уравнения, т. е. tyl <т0, /, Е.
Модуль упругости материалов Е сравнительно мало изменяется (уменьшается) с ростом температуры. Более существенно уменьшение параметра прочности <т0. Коэффициент трения в зависимости от температуры может уменьшаться, возрастать
' ’ставиться неизменным. Это объясняется различным характером изменения соотношения между молекулярной и механической составляющими коэффициента
95
chipmaker.ru
Рис. 7. Зависимость интенсивности изнашивания от нагрузки для стали с 0.52“,' С. v = 2,6 м/с (по данным Н. Велша)
трения. Вопрос об изменении параметра tY в зависимости от температуры еще не изучен. Поэтому его определение следует вести при температурном режиме, близком к тому, который будет иметь место в реальном узле трения.
Особо следует выделить существование критических точек на зависимостях интенсивности изнашивания от параметров, характеризующих тепловыделение на контакте, а именно: температуры, скорости, нагрузки. При достижении на контакте определенных температур и воздействии механо-химических факторов происходят коренные изменения в материале и в сущности материал в поверхностных слоях приобретает качественно новые механические свойства [15], при которых интенсивность изнашивания может скачком изменяться на несколько порядков (рис. 7). Для выделения таких критических точек следует проводить испытания на фрикционную теплостойкость, в которых получают экспериментальные зависимости коэффициента трения и интенсивности изнашивания от температуры вблизи поверхности трения.
Приведенный расчет справедлив для установившегося движения в условиях
трения без смазки и при граничном трении.
Результаты вычислений по изложенному методу интенсивности изнашивания
различных пар трения удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными [11]. Одной из причин разброса можно считать естественную вариацию входящих в уравнение параметров. Максимально возможное расхождение при этом составляет около порядка.
Предлагаемый метод расчета может быть полезен инженерам в том, что позволяет:
расчетным путем определять ресурс узла трения;
выявлять как влияют различные параметры процесса и физико-механические свойства материалов и смазок на износ;
переносить результаты наблюдений, проведенных в одних условиях на другие.
Пример расчета
Рассчитать интенсивность изнашивания пары трения торцевого уплотнения, состоящего из фланца, выполненного из стали 45, н уплотнительного кольца из поликарбоната. Поверхность трения фланца обработана круглым шлифованием, параметр шероховатости Ra = 0. Номинальное давление составляет 5 кгс/см2. Коэффициент трения 0,2. Необходимо определить износ уплотнительного кольца на пути трения 100 км.
Физико-механические характеристики поликарбоната для условий эксплуатации: Е = = 12 000 кгс/см2, с0 = 8400 кгс/см2, г, — 2,9.
Шероховатость поверхности трения фланца характеризуется микрогеометрическим комплексом Д = 0,01 (см. гл. 1), v = 2.
По формуле (13) вычисляем / при а — 1, = 2,4
1 = 0,2 • 0,5165 • 20-25 • 2,4 • 12 0001-32 - 0,01‘>16
3-02 v’’
- =2-10*»
8400 J
Тогда износ уплотнительного кольца на пути трения 100 км составит
C' = /L = 2-10*s-10a=0,2 мм.
96
Список литературы
1. Алисии В. В., Комбалов В. С. Учет волнистости поверхностей при расчете площадей касания. — «Надежность и контроль качества», 1975, № 8, с. 38—48.
2. Денисова К. Е., Гонтарь И. Н„ Романов В. М. Износостойкость зубчатых колес из пластмасс. — «Вестник машиностроения», 1971, № 3, с. 48—49.
3. Дроздов Ю. Н. К расчету зубчатых передач на износ. — «Машиноведение», 1969, № 2, с. 84 — 88.
4. Исследование структуры фрикционных материалов. М., «Наука», 1972. 131 с. Авт.: 3. В. Игнатьева, И. В. Крагельский, И. М. Любарский и др.
5. Комбалов В. С. Влияние шероховатости твердых тел на трение и износ. М., «Наука», 1974. 111 с.
6. Крагельский И. В. Некоторые понятия и определения, относящиеся к трению и изнашиванию. М., Институт машиноведения, 1957. 12 с.
7. Крагельский И. В., Алисин В. В. Расчетный метод оценки трения и износа — эффективный путь повышения надежности и долговечности машин. М., «Знание», 1976. 55 с.
8. Крагельский И. В., Комбалов В. С., Алисии В. В. Влияние размера' поверхности касания иа трение и износ.— В кн.: Механика и физика контактного взаимодействия. Вып. 1. Калинин, Калининский политехнический ин-т, 1975, с. 4 — 14..
9. Крагельский II. В., Непомнящий Е. Ф. Теория износа высокоэластичных материалов,— В кн.: Пластмассы в подшипниках скольжения (исследования и опыт применения). М, «Наука», 1965, с. 49 — 56.
10. Крагельский И. В., Непомнящей Е. Ф_, Харач Г. М. Физико-механические свойства полимеров, обеспечивающие высокую износостойкость узлов трения. — В кн.: Обработка пластмасс в машиностроении. М., «Наука», 1968, с. 42 — 54.
11. Крагельский И. В., Непомнящий Е. Ф., Харач Г. М. Корреляция расчетной оценки износа поверхностей трения с экспериментом. ДАН СССР, т. 185, № 4, 1969, с. 802 -804.
12. Крагельский И. В., Харач Г. М. О расчете износа поверхностей трения.— В кн.: Расчетные методы оценки трения и износа. Брянск, Приокское книжное изд-во, Брянское отделение, 1975, с. 5 — 47.
13. Крагельский И. В., Щедрое В. С. Развитие науки о трении. М., Изд-во АН СССР, 1956. 234 с.
14. Логинов А. Р. Методы оценки характеристик фрикционной усталости материалов,— В кн.: Исследования по триботехнике. М, НИИ информации по машиностроению, 1975,
15. Любарский И. М., Палатннк Л. С. Металлофизика трения. М., «Металлургия», 1976.
16. Марченко Е. А., Непомнящий Е. Ф., Харач Г. М. Циклический характер накопления искажений II рода в поверхностном слое как физическое подтверждение усталостной природы износа. ДАН СССР, 1968, т. 181, № 5, с. 1103-1104.
17. Радчик А. С., Радчик В. С. О деформации поверхностных слоев при трении скольжения ДАН СССР, т. 119, № 5, 1958, с. 933-935.
18. Ратнер С. Б. О роли усталостных процессов при истирании полимерных материалов. ДАН СССР, 1963, т. 150, № 4, с. 150-154.
19. Ребпндер П. А. Физико-химическая механика — новая область науки. М., «Знание», 1958. 64 с.
20. Решетов Д. Н. Детали машин. М., «Машиностроение», 1974, с. 655.
2'1 . Rosenaw L. Fatigue wear as a rate process. Wear, vol. 6, N 5, 1963, p. 33 — 340.
chipmaker.ru
Глава 4
Расчет износа сопряжений
Chlpmaker.ru
Износ сопряжений
Исходные закономерности изнашивания материалов
Расчет на износ деталей машин должен базироваться на физических закономерностях износа материалов, применяемых для конкретного узла и условий его работы. При этом, во-первых, необходимо установить граничные условия, определяющие вид износа пар трения, с тем, чтобы избежать недопустимых видов износа (например, схватывания). Во-вторых, необходимо использовать аналитические зависимости для интенсивности или скорости изнашивания материалов пар трения. При этом, поскольку каждый из параметров, определяющих интенсивность изнашивания имеет дисперсию, применяемая зависимость должна рассматриваться как функция случайных аргументов.
Расчет сопряжений на износ должен в первую очередь оценить распределение давлений и линейного износа на поверхности трения, определить изменение взаимного положения сопряженных деталей, которое произошло в результате их изнашивания, связать износ материалов с износом деталей и служебными свойствами механизмов машины, а также с конструкцией и размерами сопряжений.
Для расчета сопряжений необходимо знать закономерности протекания износа во времени. При расчетах для большинства случаев можно принять линейную зависимость между' временем изнашивания t и величиной износа U, когда скорость изнашивания
U у = — = const, t
В соответствии с усталостной теорией износа для различных его видов (упругий контакт, пластический, микрорезанпе) интенсивность изнашивания пропорциональна давлению на поверхности трения:
I = крт,
где 1 < т < 3, для приработанных поверхностей т » 1.
В условиях воздействия абразива также имеет место линейная зависимость между интенсивностью изнашивания и давлением, I = кр (М. М. Хрущев), т. е. линейный износ V не зависит от скорости относительного скольжения при одинаковом пути трения: U = kpL.
Разделив обе части равенсгва на время работы сопряжения, получим
7 = крг, (1)
где к ~ коэффициент, характеризующий износостойкость материалов и условия работы данной пары (смазка, степень изоляции поверхностей от загрязнения и др.).
Скорость (у) и интенсивность (/) изнашивания связаны зависимостью у ~ vl.
Эти законы можно применять при расчете изнашивания многих деталей машин: направляющих скольжения, дисков фрикционных муфт, ходовых винтов и гаек, кулисных механизмов и др. В общем случае скорость изнашивания может быть выражена степенной функцией
у = kpmvn.
(2)
98
Обычно для данного вида изнашивания н = 1.
На значение коэффициента к в первую очередь влияют характеристики применяемых материалов пары, геометрия соприкасающихся поверхностей и смазка (см. гл. 3).
Износ поверхности и сопряжения
Для оценки износа поверхности, основной характеристикой является линейный износ (U) — изменение размера детали в направлении, перпендикулярном к поверхности трения. В общем случае износ распределяется по поверхности трения неравномерно, поэтому V = f(x, у), где х и у — координаты поверхности трения.
Износ происходит при зрении двух сопряженных поверхностей и изнашиваются обе поверхности одновременно. Это приводит к изменению взаимного положения сопряженных поверхностей.
Износ сопряжения — показатель взаимного сближения сопряженных деталей при их износе. Износ сопряжения измеряется теми геометрическими параметрами (одним или несколькими), которые определяют изменение относительного положения сопряженных деталей, происшедшее в результате износа их поверхностей.
Износ сопряжения является характеристикой, которая непосредственно связана с потерей машиной или механизмом их начальных рабочих свойств. При этом большое значение имеют конструктивные и кинематические особенности данной пары, так как они определяют характер и направление возможного перемещения (сближения) деталей при износе.
На рис. 1 приведены примеры определения износа сопряжений типовых случаев. При износе поверхностей вращения деталей, имеющих непзнашивающиеся (или малоизнашивающиеся) направляющие, заранее известно направление х — х их возможного сближения (рис. 1, а).
1. Износ сопряжений и износ поверхностей:
“ — при заданном направлении возможного сближения тел при износе; ° — при самоустаиовке сопряженных тел при износе
99
chipmaker.ru
В данном случае износ сопряжения характеризуется одним параметром 1Л-2 — величиной относительного сближения изношенных деталей 1 и 2 в направлении
X — х.
Так как сближение деталей возможно только в направлении х —х, сумма износов деталей, измеренная в направлении возможного сближения, должна быть постоянной и равняться износу всего сопряжения Vxl + Uxl = Ui-2 = const.
Это соотношение называют условием касания тел, так как оно характеризует одну важную особенность протекания износа сопряжения: при любой форме изношенной поверхности деталей наблюдается полный контакт сопряженных поверхностей. Поскольку поверхность контакта а’Ь' и а"Ь" общая для двух тел, можно построить так называемую область взаимного внедрения, которая характеризует объем изношенного материала каждого из сопряженных тел. Область взаимного внедрения — это эпюра износа, которая очерчена кривыми ab неизношенной поверхности при совмещении а'Ь' и а"Ь" (см. рис. 1, а, внизу). В силу условия касания для любой точки поверхности будет соблюдаться равенство
Ul-2 =
U1 + и2 cos а
или
71-2
71 + 12 cos а ’
(3)
где Ut и U2 — износ деталей В данной точке, измеренный в направлении нормали и —и к поверхности трения; а — угол между нормалью к поверхности трения и направлением возможного сближения деталей; 7i-2 — скорость изнашивания сопряжения; У) и у2 — скорость изнашивания деталей в данной точке.
Для сопряжений, у которых направление взаимного сближения не задано и их относительное положение определяется характером действующих сил и формой изношенной поверхности, следует составлять другие соотношения.
Типичным примером такого сопряжения является сопряжение вала и подшипника скольжения (рис. 1, б) При износе этих деталей вал изменяет свое положение в подшипнике, опускаясь и поворачиваясь. Поэтому новое положение вала, характеризующее износ сопряжения, может быть задано двумя параметрами: перемещением какой-либо точки осп вала и углом поворота оси или двумя линейными параметрами и 1/2_2, определяющими износ данного сопряжения.
Координаты точек оси вала, к которым относятся эти значения, могут быть выбраны произвольно.
Величины l/i~2 и Ui-2 измеряют в направлении, перпендикулярном к начальному положению оси вращения, без учета малого угла поворота оси при износе сопряжения.
Для определения соотношения между параметрами, характеризующими износ сопряжения (Uj_2 и U2_2) и износ деталей (1\ и U2) в точке с координатой I, рассмотрим область взаимного внедрения для данного случая (рис. 1, б. внизу), откуда
U+ U2 = Щ_2 (1 -4-) + ^>-2 Т"» И)
\ »0 } *0
где 10 — расстояние между параметрами 1Л-2 и U'i-2, определяющими износ сопряжения.
Более сложный случай износа сопряжения имеет место, когда оба параметра С/2_2 и Щ-2 являются функцией относительного положения деталей.
Классификация сопряжений по условиям изнашивания
При решении задач, связанных с износом деталей, необходимо учитывать, что конструктивная схема сопряжения оказывает влияние на распределение износа по поверхности трения и на характер взаимодействия изношенных поверхностей. Во М1Ю1ИХ случаях влияние конструктивных факторов на форму изношенной
100
поверхности проявляется в большей степени, чем влияние закономерностей изнашивания материалов.
Например, форма изношенной поверхности направляющих' поступательного движения зависит не от материалов, из которых они выполнены, а от действующих сил, характера относительного движения, их конфигурации и размеров.
При проектировании машин конструктор должен располагать методами расчета на износ различных сопряжений, характерных для данной машины, чтобы обосновать выбор конструкции. Классификация сопряжений по условиям изнашивания дана в табл. 1. В зависимости от характера возможного сближения деталей при
1. Классификация сопряжений по условиям изнашивания
Примечание. А — условия контакта постоянны; Б — условия контакта переменны.
износе их поверхностей все сопряжения подразделяются на два типа. Сопряжения типа 1 имеют дополнительные неизнашивающиеся или малоизнашивающиеся направляющие, которые обеспечивают сближение деталей при износе только в заданном направлении х — х В сопряжениях типа II происходит самоустановка изношенных деталей, и их взаимное положение зависит от формы изношенной поверхности. В таких сопряжениях износ обычно ' более сильно сказывается на функциональных свойствах пары.
Кроме .того, в классификации все сопряжения разделены на пять групп в зависимости от постоянства условий трения и износа поверхностей для расположенных на одной траектории точек сопряженных тел. У сопряжений 1-й группы точки, расположенные на одной траектории, имеют одинаковые условия изнашивания для каждого из двух тел (например, износ поверхностей вращения при Центральной нагрузке). Ко 2-й группе отнесены сопряжения, у которых условия изнашивания сохраняются только для точек одного тела, лежащих на данной траектории (сюда относятся, например, подшипники скольжения и колодочные тормоза). К 3-й группе отнесены сопряжения с низшими парами (направляющие, кулисные механизмы), а к 4-й — сопряжения с высшими парами (подшипники качения, кулачковые механизмы). У сопряжений 3-й и 4-й групп условия изнашивания не постоянны для всех точек обоих тел, поэтому имеются большие возможности для возникновения неравномерного износа поверхностей.
К сопряжениям 5-й группы отцосят детали, контактирующие с твердой средой — почвой, породой, обрабатываемой деталью. В этом случае изучается износ лишь одной поверхности, которую обтекает абразивная или иная среда, от характера взаимодействия С которой (эпюры нагрузок и скоростей) будет зависеть форма
101
chipmaker.ru
изношенной поверхности. Кроме того, все сопряжения можно разбить на две категории: А — на износ которых накладывается условие касания поверхностей и Б — у которых при износе условия касания переменны (см. ниже методы расчета).
В машинах встречаются сопряжения всех указанных видов (табл. 2).
Принадлежность сопряжения к тому или иному типу н группе определяет методику его расчета на износ н позволяет связать создаваемую конструкцию сопряжения с характеристикой его вероятного износа.
2. Примеры к классификации сопряжений по условиям изнашивания
Г р\ппа Тип сопряжения
I (направление х — х задано) II (самоустановка)
1 Конические тормоза и фрикционные муфты Диски фрикционных муфт
2 Ходовой винт — гайка Вал — подшипник скольжения; колодочные тормоза (с самоустановкой колодок); круговые направляющие скольжения (эксцентричная нагрузка)
3 Поршневые кольца — гильза цилиндра Поступательные направляющие скольжения; кулиса камень
4 Зубчатое зацепление; кулачок-тол ка-тепъ Колесо —рельс; подшипники и направляющие качения
5 Режущий инструмент с жесткой установкой Лемехи плугов; режущий инструмент с саМоустановкой
Методы расчета износа сопряжений
Использование условия касании
Можно указать следующие основные виды расчета на износ:
по давлению (среднему или максимальному), действующему на поверхности трения; полученные значения сравнивают с допускаемыми, взятыми, как правило, из практики.
Давление — один из главных, но не единственный фактор, определяющий скорость изнашивания. Поэтому расчеты по ним дают лишь сугубо ориентировочные сравнительные данные о размерах сопряжений, а в ряде случаев могут привести к неправильным выводам о способах повышения износостойкости конструкции;
по величине износа и форме изношенной поверхности. Этот вид расчета позволяет указать основные пути повышения долговечности сопряжения при конструировании и эксплуатации.
При расчете формы изношенной поверхности определяют величину износа поверхности сопряженных деталей в каждой точке, эпюру давлений р на поверхности трения и изменение взаимного положения в результате износа, т. е. износ сопряжения. Эти расчеты базируются на закономерностях изнашивания материалов и учитывают конфигурацию сопряжения.
Для пояснения методики рассмотрим расчет на износ сопряжения в виде конических поверхностей (рнс. 2) при линейных законах изнашивания (1).
Определим характер эпюры давлений на поверхности трения при принятых закономерностях изнашивания. Начало координат поместим в вершину конуса,
102
а ось у направим по образующей. Скорость относительного скольжения в данной точке поверхности трения будет
v = 2л ри = 2лпу cos а,
а закономерности (1) примут вид
7i — k1p2nncosa-y;
. 72 — k2p2m cos а • у. J Применяя формулу (3), получим 71—2 = —= (fci + fcz) 2™рь
&
(6)
Рис. 2. Схема износа конических поверхностей
откуда
р =_____________ ±
2лп + к2) у
Из этого равенства видно, что эпюра давлений имеет гиперболический характер, так как для заданных режимов работы 71-2 = const.
Для определения значений yt-j. найдем зависимость между силой Р и давле
нием р, распределенным но поверхности трения:
>’2 у2
Р — J р cos a dS = 2л J р cos ар dy = 2л cos2 а f ру dy, s
где
г
У1 =--------;
cos а
(7)
R
и Р = УСС1&а-
Подставляя в эту формулу значения р нз формулы (6), интегрируя и решая уравнение относительно 71-2, получим
_ Рп (fct + k2) 2 (R — г) cos а'
По этой формуле можно подсчитать скорость изнашивания сопряжения (или величину износа сопряжения Ui-2 = Yi-2() в зависимости от режимов работы его (R и ц), его размеров и формы (R; г; а) и характеристик износа материалов сопряженных деталей (к2 и к2).
Эпюра давлений может быть подсчитана по формуле, полученной из равенств (6) и (7):
1
р
(8)
р 2л (R-г) cos а у'
Форму изношенной поверхности можно получить из уравнений (5), подставляя значение Р из равенства (8j:
г, , Рп
kJ 1 — 7it ki r _ г f>
U2 = 72t = к2 j— t.
Аналогичные расчетные зависимости можно установить для сопряжений других типов и для иных закономерностей изнашивания (табл. 3). Расчет на износ гсопря-жений 2-й группы рассмотрен в работе [5j.
103
(9)
chipmaker, ru
3. Расчетные, зависимости для некоторых сопряжений
104
Примечание. Здесь и - частота вращения, об/мин;,и а2 — координаты дуги контакта шаровой поверхности
Из расчета видно, что па'рамстры изношенного сопряжения, определяющие его служебные свойства, связаны не только с закономерностями изнашивания данной пары материалов, но и с конструктивной особенностью и формой сопряжения.
Ifanj авляющие поступательного движения
для направляющих поступательного движения (3-я группа) характерна неравномерность износа поверхностей. Контакт может осуществляться не по всей поверхности трения, что усложняет аналитические расчеты формы изношенной поверхности. Однако именно искажение формы поверхности при ее износе нарушает правильность работы многих сопряжений (например, направляющих металлорежущих станков).
Задачу расчета направляющих на износ можно решить, с достаточной для практики точностью, исходя из следующих предпосылок:-
1. Величина износа U пропорциональна пути трения (л) н величине давления (р): Ui = fcjps; U2 = k2ps,
где Ut и V2 — соответственно износ направляющих станины и суппорта (стола).
2. Начальная эпюра давлений при изнашивании сохраняется, т.с. ее перераспределение в результате износа поверхностей незначительно.
3. Известна кривая распределения ср (х) перемещений ползуна (суппорта) по длине направляющих. Эти перемещения связаны, например, с обработкой на станке различных изделий. Ординаты данной кривой характеризуют ту долю общего пути трения, которая приходится на данное положение суппорта.
Например, если на «г«пке обрабатывают одну деталь и суппорт совершает постоянный ход, то па- каждый участок направляющих приходится равная доля общего пути трения, и кривая распределения будет представлять прямую, парад-дельную оси абсцисс. Если на станке обрабатывают различные детали, то кривая распределения будет отражать перемещения суппорта при обработке-этих деталей и, следовательно, характер загрузки станка. Кривая ср (х) будет отражать специфику работы данной машины и может быть получена из анализа условий ее эксплуатации.
При определении формы изношенной поверхности направляющих станины и суппорта (ползуна) примем следующие обозначения (рнс. 3): V (х) — искомая величина линейного износа направляющих станины (Ui) по длине (х), 0 х (L+ Zo); V (Г) — искомая величина линейного износа направляющих суппорта (Uz) по длине /, Л —максимальный ход суппорта; 10 — длина направляющих суппорта;
•Р = /(0 — уравнение эпюры давлений; у — ср (х) — кривая распределения общего пути трения (отнесена к левой точке суппорта); s — путь трения, который проходит Каждая точка направляющих суппорта за рассматриваемый промежуток времени; к — коэффициент износа, показывающий величину линейного износа (мкм) при Действии давления 1 кгс/см2 на протяжении пути трения 1 км для данной пары материалов при данных условиях изнашивания; к2 — коэффициент износа материала станины; к2 — Коэффициент износа материала суппорта.
Функция £7(0 определяется из условия, что каждая точка направляющей суппорта изнашивается на протяжении всего пути трения я и на нее действует Постоянное давление p = f(I)- Поэтому кривая износа будет подобна эпюре давлений и выражается уравнением U (I) = k2sf (/)-
Однако основную роль в потере машиной точности играет форма изношенной поверхности направляющих станины, определяемая функцией U (х). Для отыскания этой функции рассмотрим, как изнашивается участок направляющих станины с координатой х (см. рис. 3). При перемещении суппорта, этот участок станины изнашивается под действием давлений, определяемых частью эпюры /(!), которая при перемещении суппорта проходит над участком с координатой х. Каждый элемент эпюры давлений с координатой I изнашивает (как будем условно говц-
105
chipmaker.ru
рить) направляющую станины на величину, пропорциональную pdl — f(l)dl. Чтобы определить элементарный износ ilU, вызванный воздействием pdl, необходимо определить ту часть общего пути трения, которую проходит элемент эпюры давлений pdl при изнашивании участка направляющих с координатой х. Для этого воспользуемся кривой распределения у = <р (х). Так как уравнение этой кривой характеризует перемещение левой точки суппорта с I = 0, то для точки
Рис. 3. Схема износа направляющих суппорта с координатой I урав-
нение кривой, примет вид у = = Ф (х — /), и доля пути трения, приходящаяся на точку с координатой х, будет равна кф (х — Z).
Поэтому износ в точке х от воздействия элемента эпюры давлений р dl будет dU — ktsip (х — /)/(0 dl.
Чтобы определить износ в точке х от воздействия всего участка эпюры давлений от до 12, необходимо просуммировать элементарные участки pdl в указанных пределах:
Ч
U (х) = k1S J ф (х - D/(0 dl. (10)
ч
Эта формула является общей для различных случаев. Пределы интегрирования определяются в зависимости от того, какой участок эпюры давлений воздействует на данную точку станины с координатой х (табл. 4). •
4. Пределы интегрирования в формуле (10)
L 10 Участок Пределы участка Пределы интегрирования
А h
I 0 < х < 10 0 X
>1 II V/ V/ 0 10
III 2S х Iq 4* L х — L 4
I 0 <х 0 X
<1 11 £< х < 10 х — L X
II 1 < х < 10 + Ь x — L 'о
В формуле отражено влияние основных факторов на форму изношенной поверхности направляющих: к — показывает износостойкость материалов и условия изнашивания; s.—интенсивность работы машины во времени; р— /(/) —конструкцию суппорта в смысле расположения сил (характер эпюры) и действующих усилий (величина давлений); ф (х) — условия' эксплуатации машины, например технологические процессы обработки, осуществляемые на станке.
Формулы для расчета направляющих для различных случаев приведены в табл. 5.
106
5. Формулы для расчета направляющих
107
chipmaker.ru
108
Сопряжения с переменными условиями касания
Переменные условия касания характерны для сопряжений более высоких групп классификации (см. табл. 1). Здесь основную роль в распределении износа по поверхности трения играет изменение внешних факторов (усилий, скоростей, условий контакта) по отношению к каждому участку поверхности.
Типичным представителем таких сопряжений может служить мара кулачок — толкатель с роликом или в виде острия. Кулачковые механизмы широко распространены в различных машинах, особенно в машинах-автоматах. Неравномерный износ профиля кулачка приводит к нарушению .передаваемого закона движения, к возникновению Дополнительных динамических нагрузок и нередко является основной причиной отказа всего механизма.
Рассмотрим методику оценки износа профиля кулачка иа примере кулачкового механизма с поступательным толкателем и башмаком в виде острия (рис. 4). Такая пара относится к 4-й группе и типу II сопряжений, так как направляющие толкателя определяют направление х—х возможного сближения деталей при износе и для данного случая соблюдается условие касания (3). Износ толкателя мало влияет па изменение закона, его движения, и основную роль будет играть искажение начального профиля кулачка. Для расчета формы изношенной поверхности кулачка также следует исходить из закономерностей изнашивания материалов, например вида (2), применяя их для каждого участка поверхности. Однако в этом случае следует учитывать следующие особенности расчета.
1. Контактные напряжения стк в зоне контакта подчиняются закону Герца.
2. Нормальная нагрузка является функцией нагрузки Р, действующей на толкатель, и угла давления а:
2V = р _____со5(Рд cos (а + <рг + <₽2) ’
где <Pi и <р2 — углы трения соответственно в паре кулачок—толкатель и в направляющих толкателя. При этом угол давления а изменяется на различных участках профиля. Усилия Р могут быть подсчитаны для каждой точки профиля кулачка, например в функции его угла поворота р или длины развертки профиля.
3. Радиусы кривизны профиля кулачка р£ также переменны для различных участков.
4. Скорости скольжения толкателя по профилю кулачка изменяются и при постоянной угловой скорости вращения кулачка со — const, относительная скорость
109
r.ru
скольжения vr, направленная по касательной, будет
соК г, =----—,
cos а
где К — радиус кулачка (R = уаг).
Именно эта скорость входит в исходный закон изнашивания. Если же закон изнашивания записан в функции пути трения, то последний определяется длиной развертки профиля кулачка.
Следовательно, если исходная закономерность изнашивания материалов при данном виде трения записана, например, как
7 = k&£v„
то определение формы изношенной поверхности кулачка U = yt производят непосредственной подстановкой в эту формулу исходных значений Р, a, R и р из приведенных зависимостей с учетом того, что эти параметры переменны и являются функцией угла поворота кулачка р. Пример графического изображения исходных параметров и формы изношенной поверхности кулачка для его рабочего участка (характерные точки профиля 2-4) показан на рис. 4. Износ сопряжения Ui-2> который измеряется одним' параметром в направлении х—х и определяет искажение передаваемого закона движения, может быть определен по формуле (3), в которой Ui, U2 и угол а — функции угла поворота кулачка.
Приработка неточно выполненных и деформированных тел
При неточном выполнении и монтаже или деформации сопряженных тел не обеспечивается полный контакт их поверхностей. Вследствие этого в начальный период работы сопряжения будет происходить приработка тел. Здесь приработка связана не с изменением шероховатости, а с приростом площадей трения по -мере износа сопряжения. Такой вид приработки называют макроприработкой.
Схема протекания периода макроприработки на примере деформированного диска показана на рис. 5. В начальный период контакта (рис. 5,«) нагрузка Р может быть сосредоточена на ограниченной площади и вызвать более интенсивное изнашивание. По мере изнашивания сопряженных поверхностей (рис. 5,6—в) площадь контакта возрастает и по ней распределяется нагрузка.
ПО
При применении более износостойких материалов период приработки будет летать. Поэтому ценные качества новых материалов могут быть не исполь-®° дНЬ1 в реальных сопряжениях и даже могут привести к отрицательным явле-3°ям если не пршгять мер для сокращения периода приработки. Например, Я подшипнике скольжения, выполненном из износостойкого материала, при дсфор-® аЦ11И вала будут длительное время сохраняться кромочные давления за счет лишения периода макроприработки. Здесь одновременно с повышением износостойкости надо либо увеличить жесткость вала, либо сделать подшипник само-устанавливающимся.
3 Рассмотрим Методику расчета длительности периода приработки t„ на примере износа двух дисковых поверхностей, имеющих несовпадающие начальные формы (вследствие неточности изготовления или деформации).
1 При. полном контакте дисков для определения износа можно. использовать формулу (9), рассматривая диск как частный случай конуса (а = 0).
Так как в период приработки радиус R с течением времени постоянно изменяется, то эту зависимость следует написать в дифференциальной форме:
dU = k-^-dt. (11)
R — r
Расчетная схема для определения износа поверхностей в данный момент периода приработки показана на рис. 5, г. Радиус R изменяется с течением времени, пока не достигнет максимального значения R = Ro.
Зависимость между приращением радиуса dR и приращением износа dU можно получить, если известно уравнение начального зазора между поверхностями. В общем виде это уравнение может иметь вид у = F (R).
Если зазор вызван деформацией одного из тел, то дашгая функция будет уравнением его упругой линии.
Так как в период приработки приращение износа происходит при постепенной ликвидации начального зазора у, то dU = dy и тогда dU — F' (R) dR.
Подставляя это значение в уравнение (И), получим
кРп
Длительность периода приработки
I п0
fn = $ (R-r)F’(R)dR, (12)
Г
или, учитывая, что скорость изнашивания сопряжения в период полного контакта Рн
дисков Yi-а = к ----— [см. формулу (7)], получим
J\Q Г
1
Эта формула иллюстрирует высказанное выше положение — чем больше износостойкость материалов (т. е, чем меньше скорость их изнашивания Y1-2), тем продолжительнее период приработки.
Во многих случаях F (R) может быть выражено степенной функцией F (R) = ~ с (R- г)"1 при R = г, Е (R) = 0.
Подставляя значение производной F’ (R) = cm(R - r)™’1 в формулу (12) и делая преобразования, получим
in
chipmaker.ru
В период приработки износ сопряжения в функции времени не подчиняется линейной зависимости
т + 1_____________
и= ]/сГ(,,1 + 1)№,Ъ^г
-Fl т J
Неточность начального контакта сопряженных тел может характеризоваться наибольшим значением зазора у0 (см. рис. 5, г):
т +1 . ..
Л = ~Yi-2fn. (14)
Эта формула позволяет решать практические задачи по определению требуемой точности начального контакта сопряженных тел.
Например, если форма начального зазора подчиняется уравнению параболы (т = 2) и период приработки не должен превосходить Гп = 50 ч, а из условий эксплуатации данного сопряжения известно, что скорость изнашивания при полном контакте тел составляет в среднем у1-2 = Ю"4 мм/ч, то допустимое значение у0, подсчитанное по формуле (14), будет
у0 = 10~4 • 50 = 0,0075 мм.
Таким образом, даже для сравнительно большой скорости изнашивания материалов допуск на зазор весьма строгий.
Пары с небольшими относительными перемещениями
Небольшие относительные перемещения сопряженных поверхностей (осциллирующее движение) встречаются в некоторых механизмах, а также могут быть следствием вибраций. В последнем случае происходит износ, как правило, фреттинг-коррозия кинематически неподвижных соединений.
Специфика расчета таких сопряжений, когда можно пренебречь изменением координат по оси х для эпюр износа и давлений, заключается в возможности использовать условия касания и вследствие этого более точно рассчитать форму изношенной поверхности.
Расчетная схема для этого случая показана на рис. 6. Условие касания, исходя из области взаимного внедрения тел, выражается формулой (4).
Рассмотрим данную задачу для степенных, в отношении давления, законов изнашивания (2) при n= 1:
у = kpmv.
Для суммы скоростей изнашивания будем иметь 71 + '/2 = (fcj + к2) vp’" — из законов изнашивания; '/2 + у2 = Y1-2 (1 ~ 7—) + Y1-2 у— из условия контакта (4).
Приравнивая правые' части этих уравнений, получим выражение для р, которое совместно с уравнениями равновесия статики даст систему уравнений:
Рт = TflTTTrR-2 G “ -(15)
V (л1 + Л2/ L \ *0 / Ч) J
к
I P = afpJZ; (16)
о го
Plf = a J pldl, (17)
U
где а — ширила направляющих, 1р — координата приложения силы Р.
112
Таким образом получена система из трех уравнений с тремя неизвестными — р; у'2_2 л У1-2> Решая которую определим все необходимые параметры изношенного сопряжения.
Данный прием демонстрирует общий методический подход к решению задач по износу сопряжений, когда уравнений статики недостаточно для оценки эпюры давлений. Дополнительным уравнением, позволяющим определить неизвестные параметры, является условие касания поверхностей.
Решим эту задачу для линейных законов изнашивания (4), т. е. при иг = 1.
Рис. 6. Расчетная схема для определения износа поступательной пары при осциллирующих движениях
Подставляя значения р из
(15) в уравнения (16) и (17) и
интегрируя их, получим два уравнения, из которых можно получить значения параметров yi-2 и у]_2 изношенного сопряжения.
После преобразований получим
. al0 \ - /0/
(18)
где ер — эксцентриситет приложения силы Р. Эта формула объединяет две формулы и при знаке плюс получаем значение У1_2 = yi-2, а при знаке минус — '/t_2 = yi'_2.
Подставив эти значения yi-2 и у2_2 в формулу (15), получим выражение для эпюры давлений, которое после преобразований будет иметь вид
Р=рср (1 + 6-&- -12^-\ (19)
\ ‘о *0 /
гДе Рср = —— среднее давление на поверхности трения (при ер = 0 р — рср — const). al
Следовательно, при данных законах изнашивания эпюра давлений имеет линейный характер. В общем -случае это трапеция, которая при ер — 1е/6 превращается в треугольную эпюру (pmin = 0). Формула (19) для эпюры давлений аналогична полученным только из уравнений статики, но с предпосылкой о линейности эпюры. В данном случае такой предпосылки не было (она равноценна добавлению Уравнения в статически неопределимую задачу), и формула (19) получена из иных условий — когда износ пропорционален давлению. При т 1 эшора давлений уже Не будет линейной [6].
Расчет па износ с учетом жесткости
Контактная задача для изнашивающихся сопряжений
Рассмотренные выше методы определения эпюры давлений, возникающей в месте контакта сопряженных поверхностей и формы изношенной поверхности, основывались (для сопряжений 1-й и 2-й групп) на применении условия контакта при ИХ износе.
113
chipmaker.ru
Рис. 7. Уе.ювие контакта поверхностей с учетом контактной жесткости
Однако при этом не учитывалась деформация поверхностных слоев, которая определяет характер эпюры давлений неподвижных соединений и подвижных в первый период их работы.
Вместе с тем условие касания поверхностей, которое дает дополнительное уравнение при расчете износа, можно применить и для случая контакта двух неподвижных поверхностей, если считать, что касание происходит по всей номинальной поверхности и основную роль играет деформация микронеровностей в зоне контакта. Действительно, в этом случае прн любом характере деформации наблюдается полный контакт сопряженных поверхностей, и, следовательно, условия (3) и (4) соблюдаются при замене линейного износа U на линейные контактные деформации 5 для тех же точек поверхности. При совместном учете контактных деформаций и износа условия касания будут выражены следующими уравнениями: при заданном направлении возможного сближения сопряженных тел (рис. 7, а)
д = (^1 + ^2)+ (81 +8г).
cos а
114
при самоустановке поверхностей (рис. 7, б)
(171 + Uz) + (Si + 32) = Д1 ( 1 ——'j + Д2 —> \ ‘о / ‘о
где Д1-2? Д1 и Д2 - величины взаимного сближения деталей с учетом деформации и износа поверхностей.
При решении контактной задачи необходимо знать не только исходные закономерности изнашивания материалов, но и законы деформации поверхностных слоев. Для большинства случаев зависимость контактного перемещения 5 от давления р на поверхность выражается степенной зависимостью
5='л/Л (20)
где X и п — константы, зависящие от геометрии поверхности и свойств материалов* [3].
Эпюру давлений, которая определяется условиями контактной жесткости, будем называть статической, а эпюру, зависящую от закономерностей изнашивания,— динамической.
Пусть имеется неподвижное сопряжение, показанное на рис. 6. Все выводы, сделанные об износе данного сопряжения, можно отнести и к контактной деформации. Так, формула для эпюры давлений (19) будет иметь тот же вид, если значение показателя п в законе деформации (20) будет и = 1. Для оценки величины взаимного сближения деталей при контактной деформации поверхностей можно воспользоваться формулой (18) при замене (kl+ k2)v на X и У1-2 на величину сближения Л.
Статические и динамические эпюры давлений в этом случае имеют однотипный характер, и при износе сопряжения не будет происходить перераспределения внутренних сил в зоне контакта. Такая картина будет иметь место, когда скорость относительного скольжения на различных участках поверхности постоянна или незначительно отличается от среднего значения и не оказывает влияния на изменение эпюры давления в процессе изнашивания. Так, зависимости для деформации двух поверхностей и их износа при небольших относительных перемещениях (см. рис. 6) можно применить для расчета пары цилиндр—колодка в осевом сечении, поскольку окружная скорость на поверхности трения не зависит от координаты I (к = 2лнД = const) и не оказывает влияния на форму изношенной поверхности.
Переход статической эпюры давлений в динамическую
Рассмотрим на примере контакта дисковых поверхностей случай, когда эпюра давлений при неподвижном и подвижном стыках имеет принципиально различный характер. Для расчета дисков можно использовать формулы для конических поверхностей при а = 0 и у = р.
Эпюра давлений при износе имеет гиперболический характер [см. формулу (8)] в то время, как для неподвижного стыка из условия деформации' поверхностных слоев она будет прямоугольной р = const (см. рис. 7, а). Гиперболический характер эпюры р у изношенного сопряжения означает, что поверхностные слои в зоне больших значений р будут подвергаться меньшей деформации. Поэтому при остановке дисков и снятии нагрузки форма поверхности будет отличаться от плоскости. Эта форма такова, что и при статической нагрузке эпюра давлений Должна подчиняться уравнению (8). Если считать, что контактные дефор’ иции
* Расчеты констант ?. и п по заданным значениям параметров шероховатости и механических свойств материалов приведены в гл. 1.
115
chipmaker.ru
подчиняются зависимости (20), то уравнение искаженной поверхности в поперечном сечении будет
Это положение можно использовать для оценки характера динамической эпюры давлений по измерению отклонения поверхности трения от плоскости после снятия нагрузки. Такие экспериментальные исследования были проведены, например, проф. Г. Дановым (НРБ) и его учениками.
Таким образом, при износе поверхностей будет происходить постепенный переход статической эпюры давлений в динамическую. Рассмотрим этот процесс на примере дисковых поверхностей Тгри линейных законах изнашивания (in = п = 1).
Применим условие касания при одновременном действии контактных деформаций и износа.
Так как изношенные и деформированные поверхности должны снова совпасть, то для любой точки поверхности трения
(51 + 82) + (1Д + U2) = Д = const.
Учитывая законы деформаций и законы изнашивания, получим формулу
(%! + Х2).р + (fci + к2) 2nnptp = const.
Дифференцируя по р с учетом, что р (р), получим
Р-1 + 2.2) + 2nnt (к2 + к2) (р + p'j = О. (21)
др \ ар )
Обозначим
= ?vl "l* ?'2 2лл pi + /<2) t
Интегрируя уравнение (21), получим формулу для эпюры давлений
р = ——(22) 1 В + р
Pmin
Р=Рср= const
Рис. 8. Перераспределение статической эпюры е динамическую на примере дисковых поверхностей:
1 — динамическая эпюра; 2 — промежуточная; 3 — статиче-
ская Р
116
R
Постоянную с определим из уравнения статики Р = 2л f рр т/р, подставляй . г
в которое значение р из формулы (22) и производя интегрирование, найдем ______________________________________Р_________
2л ( R — г — Б In -
с —
(23)
В + r
Окончательно из формул (22) и (23)
Из этой формулы видно следующее.
1. При В — 0 (t = со) получим формулу (8) при (а = 0 и у = р), т. е. перераспределение статической эпюры давлений в динамическую будет длиться бесконечно долго.
2. При В = со (t = 0) второй сомножитель превращается в нуль, т. е. р не зависит от р, и получим статическую эпюру давлений (прямоугольник).
Скорость перераспределения зависит от соотношения радиусов дисков (чем шире диск, тем медленнее перераспределение) и от характеристик материалов [6]. Для более износостойких материалов и для материалов с малой контактной жесткостью перераспределение эпюр давлений идет медленнее. Однако во всех случаях первый период работы сопряжений характеризуется более интенсивным перераспределением эпюры р (рис. 8).
Жестко связанные сопряжения
В механизмах машин, как правило, имеется несколько изнашивающихся сопряженных поверхностей, при этом их износ может протекать по-разному. Если износ каждого сопряжения не оказывает влияния на процесс изнашивания других элементов, то их расчет и анализ можно производить независимо, а затем оценивать суммарное воздействие износа сопряжений па выходные параметры механизма. Одаако имеется большое число механизмов и сопряжений, когда износ отдельных поверхностей взаимосвязан и не может быть рассмотрен изолированно. Наиболее типичным представителем таких механизмов являются статически неопределимые системы с изнашивающимися опорами.
При большой жесткости связей основную роль будут играть условия изнашивания, и работу каждого сопряжения необходимо оценивать с учетом их совместного износа. Такие сопряжения будем называть жестко связанными.
В качестве примера рассмотрим центрально нагруженный стол с двумя парами кольцевых направляющих, расположенных на разных радиусах (рис. 9). При износе направляющих стол будет опускаться^ Однако их износ нельзя рассматривать изолированно, определив предварительно реакции в направляющих. Для совместного изнашивания необходим одинаковый износ каждого сопряжения в направлении х~х> т. е. должно выполня ться условие
Пх = U2.
^To условие и определит значения реакций Pt и Р2 в направляющих и ход процесса изнашивания всего механизма. Оно заменит дополнительное уравнение ^Формаций, которое применяют при расчете статически неопределимых систем.
ак если в рассматриваемом случае соблюдаются линейные законы изнашивания,
117
chipmaker.ru
Рис. 9. Схема износа кольцевых направляющих стола как жестко связанных сопряжений
то для дисков износ сопряжения подсчитывают по формуле табл. 3. Используя зависимость (9), получим
(kt + к2) Piii (к3 + Р2п
Pi ~ *2 Рг ~ ri
откуда
Р1 -к3 + к& cti
Рг ki + к2 а2
где а2 и а2 — ширина направляющих; к — коэффициенты износа для соответствующих сочетаний материалов и условий изнашива-ния.
Если к2 + к2 = к3 + кл, т. е. условия изнашивания и материалы для каждой пары одинаковы, то значения реакций зависят только от ширины направляющих и пропорциональны им.
Учитывая уравнение статики Р = + Р2, получим, что скорость изнашивания
стола с двумя кольцевыми направляющими в направлении х—х будет
Ри (к\ + к2)
7 =----Ц-----—- (24)
01 + «2
Следовательно, при принятых законах изнашивания у не зависит от радиусов, на которых расположены направляющие, а лишь от их ширины. Это говорит о неправильном заключении, которое можно сделать при расчете направляющих по допустимым давлениям, который широко принят в практике, например в станкостроении. По этой методике для уменьшения давления выгоднее располагать направляющие на большем радиусе, чтобы увеличить площадь поверхности трения. Однако, как показывает формула (24), это не отразится на износе, поскольку одновременно возрастет и скорость относительного скольжения.
Расчет предельных состояний по износу
Максимально допустимые износы
Для расчета долговечности машины необходимо установить значения, до которых можно допускать износ отдельных деталей и сопряжений, т.'е. установить их предельные износы UmK.
Можно выделить три группы критериев предельного износа:
1) в результате износа машина не может больше работать (происходит поломка детали, заклинивание механизма пли невыполнение им своих функций);
2) износ приводит к попаданию машины и узлов в зону интенсивного выхода их из строя (возникают удары, интенсивный износ поверхностей, вибрации машины, повышается температура узлов);
3) в результате износа характеристики машины выходят за допустимые или рекомендуемые пределы (ухудшается качество продукции, понижается производительность, падает КПД, увеличивается шум).
Критерии предельного износа в одних случаях связаны только с работой данного сопряжения или детали, в других — с работой нескольких деталей механизма или узла.
Для деталей, ремонтируемых при периодических плановых ремонтах, допустимые, износы 17доп будут меньше или равны предельным Umall, так как деталь не
118
выйти из строя в течение последнего межремонтного периода. Если дли-eibHwib межремонтного периода, т. е. время между двумя плановыми ремонтами
то за это время износ детали возрастет на величину уТк. Поэтому допустимое значение износа [7ДОП, начиная с которого при периодических ремонтах необходимо ремонтировать деталь, будет
^ДОП = уДг •
Учитывая, что у= идоп/Т, где Т— время работы детали до ремонта, получим
тт т
гт — ТТ — . Д9П* 1
^ДОП ~ vmax 9
откуда
U к
^ОП = -^=^ахТ^Г, (25)
1+-^ +
где к — данный периодический ремонт с момента последнего ремонта детали, т. е. время работы детали Т = к7\.
Пример 1. Деталь имеет глубину цементированного слоя 0,8 мм и предельный износ = 0,65 мм (80% глубины слоя). Надо ли ремонтировать деталь, если при ее измерении при третьем периодическом ремонте износ оказался 0,55 мм?
Подсчитываем 17до11 по формуле (25):
я
<7ДОп = 0,65 з^-= 0,49 мм.
Следовательно, деталь надо ремонтировать, так как хотя ее износ и меньше, чем С’„ах, но она не дослужит до следующего периодического ремонта.
Признаки 3-й группы для определения 17пшх наиболее характерны для сопряжений современных машин. Предельное состояние часто наступает не из-за поломки или возникновения недопустимых условий работы машины, а из-за снижения ее характеристик. Например, для металлорежущих станков это будет требуемая точность обработки.
Для получения аналитических зависимостей для Umax необходимо установить связь между погрешностью работы машины и параметрами, характеризующими величину и форму изношенной поверхности.
Примеры расчета максимально допустимых износов приведены в работах [5] и [7]. Предельное состояние рассчитывают по оценке формы изношенной поверхности и износу сопряжения и их влиянию на работоспособность узла трения.
Предельные износы многозвенных механизмов
Для многих механизмов, состоящих из большого числа кинематических пар, предельное состояние определяют из условия, что положение ведомого звена Должно находиться в пределах заданного допуска А. На отклонение ведомого звена от заданного положения оказывает влияние износ отдельных звеньев Vk. При этом, в зависимости от кинематики и конструкции механизма, влияние износа Данной поверхности на положение последнего звена может быть оценено передаточным огношением ik. Поэтому для механизма, имеющего и изнашивающихся звеньев, можно записать равенство
Ё Vkik = А + е, (26)
г
гДе е — возможная компенсация износа.
119
chipmaker.ru
Предельный износ Lrniax следует установить для одной (наиболее изнашивающейся) или нескольких деталей исходя из условия Д < Ддап.
Если одно из сопряжений имеет скорость изнашивания ух, то для него надо установить связь износа Ux с погрешностью Д. Для этого умножим обе части равенства (26) на ух = Ux/T.
- tukik
1 U
1/,-^-МА + е)-^-,
откуда
1Лс5лл = (А + е)7х
1 или
их = (Д + е) = --я- А + С- (27)
к-1
По этой формуле можно подсчитать предельный износ любой пары, так как при Д = Ддоп износ будет Птм = Пхтах.
Пример 2. Рассмотрим механизм, состоящий из четырех звеньев с передаточными отношениями i = 1 и с допустимым отклонением ведомого звена от заданного конечного положения Ддоп = 0,3 мм. Пусть из практики известно соотношение скоростей взнашивания отдельных звеньев механизма: у3: у2: у3: у4 = 1:3:7:4. Звено 3 изнашивается наиболее интенсивно, поэтому для него рассчитаем предельно допустимый износ С'3 „ах. По формуле (27J при е = 0 получим
Следует подчеркнуть, что определяя 1'„„ для одного из звеньев, учитываем износ всех сопряжений.
Для увеличения допустимых значений 17„ах, а следовательно, соответственно и срока службы механизма, введем устройство для компенсации износа иа величину е = 3 мм. Подсчитаем Umax для этого случая:
,, (0,3 + 3)-7
б3та«- 1 + 3 + 7 + 4 -1.55 мм.
Срок службы механизма увеличился в 11 раз.
Расчет надежности сопряжений
Показатели надежности
Срок службы Т узла трения при знании Umjx можно рассчитать по формуле
Однако этот расчет осложняется тем, что скорость изнашивания у является случайной величиной и может изменяться в довольно широких пределах.
Закономерности изнашивания, о которых говорилось выше, являются, по-существу, функциями случайных аргументов, так как внешние факторы (нагрузки, скорости скольжения), характеристики материалов (твердость, предел прочности) и условия эксплуатации являются случайными величинами. Поэтому расчет сроков
120
службы 'по износу —это прогнозирование, при котором необходимо определить ресурс и соответствующую вероятность безотказной работы узла трения.
При решении этой задачи надо опираться на закономерности теории вероятностей и теории надежности изделий.
Рассмотрим наиболее типичный случай, когда изменение параметра изделия U связано с износом сопряжения и подчиняется линейному закону
U^yt. (28)
В данном случае скорость изнашивания у зависит, как правило, от большего числа случайных факторов — от нагрузки, скорости, температуры, условий эксплуатации и т. п. Поэтому наиболее характерен случай, когда она подчинена нормальному закону распределения, т. е.
/о (Y) =>..72=- ехр
<н]/2ге
(y-Ycp)21
2o2 J’
где f о (y) — плотность вероятности; ycp — среднее значение (математическое ожидание) скорости процесса; <тт — среднее квадратическое отклонение.
Если учитывать рассеивание начального параметра изделия, например точности изготовления поверхности трения, то уравнение (28) должно быть написано в виде U —a + yt, где а — начальный параметр изделия (поверхности трения).
Поэтому в общем случае срок службы является функцией двух независимых случайных аргументов а и у:
П
Y
Если каждый из случайных элементов а и у распределен по нормальному закону, то и износ U для данного значения t = Т также будет распределен по нормальному закону с параметрами: математическое ожидание Ucp = а0 + уТ; среднее квадратическое отклонение сг(; = ]/ст2 + Г2 ст2, где а0 — математическое ожидание и <та — среднее квадратическое отклонение случайного параметра а.
Схема протекания изнашивания для данного случая показана на рис. 10. Вероятность безотказной работы изделия Р (Г) за период его работы t = Т является
основной характеристикой надежности и зависит в данном случае от вероятностных характеристик протекания изнашивания. Для расчета Р (Г) рассмотрим вероятность
нахождения величины износа в пределах от 0 до С7ПИХ. Эта вероятность численно
равна той части площади кривой f (17) = f (yt), которая находится в пределах 0 «5 U < [7ПИХ. Поскольку /(С) подчиняется нормальному распределению, ее площадь может быть вычислена с помощью нормированной функции Лапласа Фо,
которая табулирована [10].
Учитывая сказанное, можно написать следующую зависимость [8]:
Р(Т) = 0,5 + ф(.Уч** ~ . (29)
\ |^ст2 + ст2 Г2 J
При расчетах вероятности безотказной работы Р(Т) по этой формуле задача решается, как правило, в двух вариантах.
1. При заданном ресурсе t = Тр подсчитывается вероятность безотказной работы P(t — Тр), которая и служит характеристикой надежности изделия. В этом случае все параметры, определяющие аргумент функции Лапласа, известны, и, используя таблицы этой функции, подсчитывают Р (Т).
Рис. 10. Схема оценки надежности при линейном законе изнашивания
121
chipmaker.ru
2. Для изделий с высокими требованиями к их надежности обычно задается Р(Т) и необходимо подсчитать ресурс Тр, обеспечивающий данный уровень безотказности. В этом случае в формуле (29) искомым является значение Т, которое входит в аргумент функции Лапласа. Аргумент функции Лапласа будет являться квантилью U„ нормального распределения, т. е. тем его значением, которое соответствует данной вероятности Р (Т). Для квантилей нормального распределения имеются таблицы, например [10].
Из формулы (29) получим для определения Т квадратное уравнение
U« ]/<^о + с? Т2 - - а0 - усрТ. (30)
Поэтому порядок расчета заключается в том, что для заданного значения Р(Т) по таблицам для квантилей нормального распределения находим соответствующее значение ил и из уравнения (30) находим ресурс Т.
Пример расчета ресурса и вероятности безотказной работы детали
Рассмотрим пример использования полученных формул для расчета показателей надежности изделий.
Пример 3. Рассчитать ресурс (гамма-процентный ресурс 7\) изнашивающейся детали при заданной вероятности безотказной работы изделия Р (г) для значений Р (t) от 0,9 до 0,9999. Исходные данные.
1. Износ детали V подчиняется линейным закономерностям изнашивания (1).
2. Номинальные (средние) режимы работы: рср = 16 кгс/см2 и гср = 2 м/с.
Из анализа спектров нагрузок, которые могут иметь место при эксплуатации, известно, что они подчиняются нормальному закону распределения и в пределах зоны 6а имеют колебания: р = 16 ± 4,5, т. е. ар = 1,5 кгс/см2; v = 2 + 0,6, т. е. а„ — 0,2 кгс/см2.
3. Испытания образцов при средних режимах эксплуатации показали, что за 100 ч работы средний износ был 2 мкм, т. е. уср = 2 • 10~2 мкм/ч.
Следует подчеркнуть, что эти данные могут быть получены и расчетным путем, например по формулам проф. И. В. Крагельского (см. гл. 3). При испытаниях достаточно получить только средние значения.
4. Среднее значение к получим из условия TcB = fcpcorco; 2-10-2 = к-16-2, откуда к = 6,25 ..IO'4.
5. Размер детали а0 выполняется с точностью +3 мкм, т. е. ас = 1 мкм.
6. Из условия функционирования изделия определен максимально допустимый износ = 10 мкм (например, по методике, изложенной выше). Этот износ рассчитан по отношению к номинальному размеру а0, поэтому при определении Тср следует принимать а0 = 0. Решение.
Средний срок службы изделия будет
Т =, — Ю_______— 4(10 ч.
е₽ 7ер 2-Ю-2 500 Ч-
Для определения дисперсии процесса изнашивания Dk = о* считая к — const применим теорему о дисперсии независимых иецентрированных случайных величии [1]
О, = £> (fcpt) = k2D (pt) = к2 [В (р) D (г) + p2,D (г) + fc2pD (р)]
или
aY = )/О (Izpt) = к j/a2a2 + p?pa2 + v2pap =
= 6,25 • IO"4 ]/2,25 • 0,04 + 256 • 0,04 + 4-2,25 = 2,77-10" 3 мкм/ч.
Подставим в формулу (30) значения = 10 мкм; а0 = 0; уср = 2 • Ю-2 мкм/ч; с0 = 1 мкм и ау =2,77- КГ3 мкм/ч и решим квадратное уравнение относительно Т. Полученные величины сведем в табл. 6.
Из сделанных расчетов видно, что, во-первых, выбор ресурса должен быть достаточно точным, так как небольшие его изменения могут сильно отразиться на вероятности безотказной работы.
122
6. Результаты расчета ресурса работы изделия
————- -—— Заданное значение Р(Т) Квантиль (по таблице из работы 110]) Ресурс Тр = = Т, ч Заданное значение Р(Т) Квантиль (по таблице из работы [10]) Ресурс Тр =’ = Т, ч
0,5 0,9 0,99 0 1,282 2,326 500 435 385 0,999 0,9999 3,090 3,719 345 315
Во-вторых, видно, что имеется область высокой надежности, где вероятность безотказной работы изделия близка к единице. Приведенная методика расчета позволяет на основании исходной информации о состоянии изделия, возможных условиях его эксплуатации и при оценке интенсивности изнашивания рассчитать ресурс изделия при требуемой вероятности безотказной работы, указать, какие мероприятия окажут наибольший эффект на повышение надежности и количественно оценить удельный вес каждого фактора.
Прогнозирование износа сопряжений
Рассмотренные методы расчета на износ сопряжений позволяют еще на стадии проектирования оценить возможный ход процесса изнашивания и учесть влияние основных факторов.
Особую сложность при расчетах представляет определение коэффициентов износа материалов к, которые, как известно, зависят от большого числа факторов. Наиболее желательно определение этих значений га закономерностей, полученных на основе изучения физики процесса изнашивания (см. гл. 3).
При отсутствии значений коэффициентов износа материалов в расчетах сопряжений на износ практически можно использовать следующие приемы.
1. Производить сравнительные расчеты, определяя во сколько раз повысится износостойкость данной пары по отношению к прототипу или при сравнении нескольких вариантов конструкций.
2. Оценить значение коэффициента к на основе опыта эксплуатации аналогичных пар трения или прогнозируя возможное повышение износостойкости при применении новых материалов, зная изменение их механических характеристик и структуры.
3. Производить нормирование скорости или интенсивности изнашивания, назначая определенный класс износостойкости и ставя условие перед технологами и эксплуатационниками о необходимости подбора таких пар трения и создания таких условий эксплуатации, чтобы интенсивность их изнашивания находилась в Установленных пределах.
4. Производить испытание образцов сопряженных материалов, используя эти Данные для расчета сопряжений.
Расчет на износ отдельных сопряжений является исходным для прогнозирования работоспособности механизмов.
Влишше износа на выходные параметры машины
Износ сопряжений и механизмов приводит к постепенной потере работоспособности машины. Как известно, согласно ГОСТ 13377 — 75 работоспособность изделия, это состояние, при котором оно способно выполнять заданные функции, сохраняя значения параметров в пределах, установленных нормативно-технической Документацией.
123
chipmaker.ru
Эти выходные параметры машины весьма разнообразны и зависят от назначения и степени совершенства машины. Например, для металлорежущих станков — это точность обработки и качество поверхности, для двигателей — КПД и мощность на различных режимах, для многих машин-орудий это производительность и т. д. Чем сложнее и совершеннее машина, тем большее число параметров характеризует ее работоспособность.
При износе машины происходит ухудшение ее начальных параметров. При этом, как правило, разные параметры изменяются в процессе эксплуатации с неодинаковой скоростью. Чтобы оценить потерю работоспособности машины в целом в результате ее износа, надо установить зависимость между износом, сроками службы отдельных сопряжений и параметрами машины.
Учитывая, что любая современная машина в процессе эксплуатации. подвергается ремонту, регулировкам и различным видам технического обслуживания (т. е. происходит восстановление утрачиваемой .работоспособности), ее износ может быть оценен с двух основных позиций.
1. По суммарным затратам времени (и соответственно средств) для восстановления утрачиваемой работоспособности (долговечность машины).
2. По вероятности сохранения'начальных параметров машины в допустимых пределах в течение заданного периода эксплуатации (безотказность машины).
Первым показателем может служить коэффициент технического использования (коэффициент долговечности) Рп, который определяется по формуле
Т
1Z" _ ___Л Р
л тР + £тпг
где Тр — время работы машины за весь период эксплуатации; £ тш-— суммарное время простоев машины по причине отказов (ремонт, регулирование и т. п.) за весь период эксплуатации.
Коэффициент долговечности (коэффициент технического использования за весь период эксплуатации машины) является безразмерной величиной (Кд < 1), и чем выше его значение, тем долговечнее машина.
Для определения Кя необходимо установить его зависимость от сроков службы деталей машины.
Время простоя из-за ремонта данной детали или узла машины будет
Т
™ т i*
(31)
где Т£ —срок службы (наработка) i-й детали (узла) машины; т; — время (трудоемкость) ремонта i-й детали машины (узла), включая разборку, сборку и выверку. Отношение Тр/Т, показывает, сколько раз в течение периода, равного Тр, ремонтировалась данная деталь.
Подставляя значение т . в формулу (31), получим коэффициент долговечности, выраженный через сроки службы и трудоемкость ремонта деталей машины:
i+Et °2’
При периодических ремонтах, когда одновременно ремонтируется группа деталей, под Т; понимают время до очередного ремонта и под т,- — его трудоемкость. • '
Из формулы (32) следует, что основным методом повышения долговечности машины является сокращение времени, затрачиваемого на ремонт, п повышение срока службы ее детален.
Для большинства машин и механизмов сроки службы определяются износом их сопряжений.
124
Схема расчета машины на надежность
расчет надежности и долговечности по износу включает следующие этапы (рис. 11).
1. Устанавливают технические условия на параметры машин, в которые должны войти:
показатели надежности и долговечности - ресурс Tv и допустимые значения вероятности безотказной работы машины Р (г), суммарные простои машины за-период эксплуатации или коэффициент долговечности, а также допустимые суммарные затраты средств на ее ремонт и эксплуатацшо;
показатели качества машины — точность работы, КПД, производительность, точность изготовления (я0, <т„) и др.
2. Устанавливают исходные физические закономерности изнашивания, которые отражают условия работы машины и- могут быть использованы при расчете сопряжений на износ.
3. Па основе физических закономерностей износа и конструктивной схемы узла производят расчет износа сопряжений. При этом в зависимости от типа сопряжения определяют его выходные параметры. Например, при изнашивании направляющих рассчитывают распределение износа по поверхности трепня и изменение траектории движения ползуна (суппорта).
4. Устанавливают предельные состояния деталей по износу. Этот расчет производится с учетом технических условий на показатели качества работы машины, в первую очередь исходя из требуемой точности ее работы.
5. Оценивают возможный или предполагаемый диапазон режимов работы машины и соответственно ее сопряжений. Определяют не только средние значения на1 рузок, скоростей и т. д., но и их дисперсию.
6. На основании этих данных и зависимостей для износа сопряжений определяют средние значения и дисперсии для скоростей изнашивания каждого сопряжения.
**“• 11. Схема расчета машины иа надежность по износу
125
chipmaker.ru
7. Определяют вероятность безотказной работы по данному выходному параметру, например по формуле (29).
8. При расчете вероятности безотказной работы Р, (f) по нескольким (и) выходным параметрам машины, например по различным показателям точности ее работы, общую безотказность при независимых параметрах оценивают как
1
После расчета показателен надежности производят их сравнение с допустимыми значениями, установленными техническими условиями на машину.
Если показатели надежности — ресурс и значение Р (t) — нс удовлетворяют техническим условиям, то производят расчет, насколько и у каких деталей необходимо повысить вероятность безотказной работы в течение заданного ресурса для обеспечения соответствия техническим условиям.
Конструкторам хорошо известны такие методы повышения долговечности машин и механизмов, как применение износостойких материалов, создание надежной системы смазки, изоляция трущихся поверхностей от загрязнения, компенсация износа, применение быстросменных деталей и узлов. Однако при конструировании современных машин все чаще приходится применять и другие принципы проектирования долговечных машин. Сформулируем основные из них.
1. Создание конструкций, износ которых наименьшим образом влияет на работу механизма или машины.
2. Принцип равномерного износа поверхностей — один из методов осуществления предыдущего, более общего принципа,— во многих случаях способствует повышению долговечности.
3. Создание постоянных условий на поверхности трения (температурных, силовых и т. д.) гарантирует правильную работу многих ответственных сопряжении, малый их износ и отсутствие недопустимых его форм. Поэтому в современных машинах начинают появляться механизмы и устройства, обеспечивающие эти условия.
4. Перенос внешних воздействий, в первую очередь усилий, с ответственных сопряжений на менее ответственные с целью повышения долговечности и точности работы механизма.
5. Автоматизация регулировок и компенсации износа — новое направление при проектировании, современных машин.
Расчет на износ сопряжений и механизмов машин является необходимым условием для принятия на стадии проектирования оптимальных решений по созданию таких узлов трения, которые будут обеспечивать требуемые показатели надежности машины в заданных условиях эксплуатации.
Список литературы
1. Вентцель Е. С. Теория вероятностей. М., «Наука», 1969. 576 с.
2. Крагельскнй И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1968. 480 с.
3. Левина 3. М., Решетов Д. Н. Контактная жесткость машин. М., «Машиностроение», 1971. 264 с.
4. Проциков А. С. Блок-схема возникновения отказа. — «Надежность и контроль качества», 1976, № 5, с. 12-17.
5. Проников А. С. Износ и долговечность станков. М., Машгиз, 1957. 275 с.
6. Проников А. С. Контактная задача для сопряженных поверхностей Деталей машин.— В кн.: Трение и износ в машинах. Сборник XV. М., Изд-во АН СССР. 1962, с. 375—391.
7. Проников А. С. Основы надежности и долговечности машин. М., Изд-во стандартов. 1969. 160 с.
8. Проников А. С. Расчет показателей надежности при постепенных (износных) отказах.— «Надежность и контроль качества» 1973. № 2, с. 3 — 13.
9. Технологическая надежность станков. Под ред. А. С. Проникова. М., «Машиностроение», 1971. 342 с.
10. Шор Я. Б. и Кузьмин Ф. И. Таблицы для анализа и контроля надежности. М., «Советское радио», 1968. 284 с.
Глава 5
Подбор материалов для трущихся деталей
Chipmaker.ru
Известно большое количество материалов, пригодных для изготовления трущихся деталей. Наибольший интерес из них представляют антифрикционные материалы, которые дают возможность эксплуатировать узлы трения в условиях ограниченной смазки и без нее. Среди таких материалов наиболее эффективными и перспективными являются полимеры, утлсграфиты, металлокерамика и различные композиции на их основе.
Основные требования к антифрикционным материалам исходят из того, что при изготовлении и эксплуатации узлов трения необходимо обеспечить: максимальные или заданные значения прочности, жесткости, надежности и долговечности; минимальные массу, шум и энергетические потери; низкую металлоемкость, высокую технологичность и минимальную стоимость; удобство монтажа и обслуживания.
?ис' I. Примерная схема выбора материала д.1.ч труи/ихс.ч деталей
127
chipmaker.ru
Наука о трении накопила большой опыт, позволяющий наметить общую схему и сформировать общие принципы подбора материалов для трущихся деталей (рис. 1) Выбор материала для трущихся деталей целесообразно разбить на четыре описанных ниже этапа. Кратко рассмотрим основные факторы, которые при этом следует учитывать.
Анализ условии эксплуатации и разработка технического задания
При разработке технического задания прежде всего следует тщательно проанализировать и охарактеризовать условия эксплуатации. Это касается нагрузочно-скоростных параметров, условий хранения и окружающей эксплуатационной среды, данных о допустимых пределах точности, требуемых показателей надежности и долговечности, ожидаемых- объемов потребления и т. д. (табл. 1, пример приведен произвольно).
1. Карта технического задания
Предприятие: Электромеханический завод
Наименование узла: Щеточно-коллекторный узел, чертеж № 1174А (прилагается)
Краткое описание узла: Щеточно-коллекторный узел микроэлектродвигателя постоянного тока предназначен для привода систем автоматики.
Требуется подобрать материал для контактной щетки. Материал прототипа контактной щетки МГ-33 на основе графита, меди, олова и свинца, пропитка бакелитовым лаком
№ по пор. Параметр Существующий узел (прототип) Проектируемый узел
1 2 3 4 5 6 7 8 9 I. Условия нагружения Нагрузка (кгс/см2) и место ее приложения Частота вращения, об/мин Режим нагружения (длительность и периодичность 'воздействия нагрузки) Ускорение, g Атмосферные условия Температура, °C Вид рабочей среды и ее концентрация Электрические воздействия Возможность попадания инородных частиц (абразив и т. д.) и характеристика округ! 0,5 по оси щетки 3000 Длительный, повторнократковременный, реверсивный 10 Нормальные 20-40 Воздух Номинальная плотность тока не более 20 А/см2 Не допустимо •аюи/ей среды До 2 9000 Длительный, повторно-кратковременный, реверсивный 30 Влажность до 98% До 100 Вакуум до 10 5 мм. рт. ст. Плотность тока до 30 А/см2 Не желательно
10 11 12 Характеристика контртела (материал, твердость, шероховатость н т. д.) Габариты узла Требуемая точность и возможные пределы ее изменения в процессе эксплуатации Медь Ml, ГОСТ 859 - 66, НВ 75, Ra = 0,16 1,25 мкм 025 х 45 Необходимо плотное прилегание щетки, исключающее искренне
13 14 Особые требования к конструкции узла (совмещение служебных функций, взаимодействие с другими узлами) Другие требования - -
128
Продолжение табл. I
№ по пор. Параметр Существующий узел (прототип) Проектируемый узел
15 П. Экому Показатели надежности •атационные требования Исключить отказ в за- Исключить отказ в запуске
16 Срок службы, ч пуске на воздухе 200 при повышенной влажности 98°; 500
17 Необходимость и возможность контроля работы узла
18 Энергоемкость узла (коэффициент трения) 0,20-0,25 0,18-0,20
19 Шум — Минимально возможный
20 Демпфирование — —.
21 Токсичность —• —•
22 Ионизирующие излучения — —
23 Газовыделение — Нежелательно
24 Необходимость длительно- При хранении в услови- Обеспечить стабильность ха-
* го хранения в условиях ях повышенной влажно- рактеристик при хранении
(температура, влажность, вид консервации, упаковка) Другие требования сти нарушается ста- при 98влажности
25 бильность контакта -
III. Экономические и технологические требования
26 Объем производства Мелкосерийное Серийное
27 Стоимость готового изделия, руб. Затраты энергии на произ- 0,16 0,12-0,14
28
водство —- —•
29 Производительность шт./ч на одну установку 20 50
30 Масса изделия, г 0 15 До 0,2
31 Внешний вид и отделка Особых требований нет Гладкая поверхность
32 Другие сведения —
При составлении технического задания на проектирование узлов трения нужно учитывать следующее:
треиие — источник потерь энергии, а это весьма существенно для узлов трения микроэлектродвпгателей, гироскопов, натяжных элементов текстильных машин и т. д.; источник нагрева трущихся поверхностей и деталей в целом, что важно в условиях плохого теплопровода в вакууме; вызывает электризацию, например, полимерных нитей и тканей при их производстве; источник вибраций и шума, о чем нужно помнить при создании узлов трения киноаппаратов, текстильных машин, звукозаписывающей и другой акустической аппаратуры и т. д.;
износ — искажает геометрию сопряженных деталей и изменяет точность сопряжения; ослабляет рабочее сечение нагруженных элементов детали; сопровождается образованием вторичных продуктов, которые могут нарушить нормальную работу основных узлов машины (например, замкнуть пластины коллектора электродвигателя или засорить вакуумную систему, вызвать сильную вибрацию);
в процессе взаимодействия могут возникать патологические следствия, например, схватывание и расплавление поверхностных слоев, прогрессирующий питтинг (выкрашивание) рабочих поверхностей, что ведет к катастрофическому разрушению узла трения.
Важно также знать, где, когда, как и сколько времени будут храниться детали трения до эксплуатации. Если детали изготовлены из полимерного материала, то попадание на них солнечных лучей может вызвать ускоренное старение и соответствующее ухудшение свойств; при резком колебании влажности может произойти
129
chipmaker.ru
существенное изменение формы рабочих поверхностей детали вследствие коробления. Неправильно выбранная среда может оказаться агрессивной по отношению к материалу детали трения. Важно правильно выбрать материал контртела и назначить оптимальные шероховатости взаимодействующих поверхностей. Чем скрупулезнее будут проанализированы эксплуатационные условия и составлено техническое задание, тем легче подобрать материал.
.Предварительный выбор материала
Общие сведения о материалах
Вначале целесообразно сделать предварительный выбор группы материалов, наиболее близко соответствующих поставленным требованиям. Для изготовления трущихся деталей машин, механизмов и приборов, предназначенных для работы без специальной смазочной среды, наибольшее применение находят материалы на основе полимеров, ленточные (слоистые), углеграфитные и металлокерамические материалы. Некоторые обобщенные сведения об этих материалах приведены в табл. 2.
Материалы иа основе полимеров
Такие' материалы широко применяют в узлах трения. Из них изготовляют зубчатые колеса, сепараторы и шарики шарикоподшипников, трущиеся элементы подшипников скольжения, кулачковых механизмов и направляющих уплотнения, крепежные детали и т. д. В чистом виде полимеры для изготовления трущихся деталей используют все реже. Сравнительные данные по коэффициентам трения и изнашиванию некоторых полимерных материалов приведены в табл. 3—4. Но пользуясь ими, еле- ;
дует учитывать, что в зависимости от условий испытаний (эксплуатации) антифрик- j
ционные характеристики одних и тех же материалов могут весьма существенно из- 1
меняться. На износ полимерного подшипника большое влияние оказывает ;
материал контртела. Например, если принять относительный износ образцов из <
политетрафторэтилена в паре с углеродистой сталью за 1, то в паре с чугуном от- !
носительный износ достигает 2, в паре с нержавеющей сталью —3, хромовым ।
покрытием — 20, алюминиевым сплавом — 50. Лучшими свойствами обладают ком- I
позиции, содержащие: полимеры в виде связующего элемента (матрицы) и раз- ;
личные функциональные наполнители, правильный подбор которых позволяет при- ;
дать материалам необходимые фрикционные, механические и другие свойства. )
Основными преимуществами антифрикционных материалов на основе термо- !
пластов являются: высокая технологичность, низкая- стоимость, хорошие демпфи- |
рующие свойства. Трущиеся детали из термопластов можно изготовлять такими !
высокопроизводственными способами, как литье под давлением и экструзия, получать крупногабаритные изделия центробежным литьем и анионной полимеризацией мономера непосредственно в форме, наносить антифрикционные покрытия из рас- .1
плавов и дисперсий. i
Термореактивные материалы более термостойки и прочны. Перерабатываются 1
они преимущественно методами компрессионного и литьевого прессования. Порошкообразные термореактивные композиции можно наносить в виде тонко- i
елейных покрытий. !
Полиамиды используют для изготовления большинства трущихся деталей. Оте- j
чественная промышленность выпускает полиамиды литьевые марок П-68 (П-610, е
ГОСТ 10589—73*), П-12Л (ТУ 6-05-1309 -72), П-12Б (ТУ 6-05-211-898-73), П-66 (ОСТ 6-06-369- 74) П-АК-93/7, П-АК-80/20 И П-АК-85/15 (ГОСТ 19459-74), капрон (ТУ 6-06-309 — 70) и блочный полиамид — капролон В (МРТУ 6-05-988—66). Полиа,-миды могут эксплуатироваться при температуре —40— +80°С длительно и при тем-' пературе 100— 120°С кратковременно. Полиамиды стойки к действию минеральных
130
X. VFVnvnnbiC фПЭПК.М-Ш^Л.»пт«Л,ПИС П «pjJMKU»UKflU<V ЛЛу<ЯЛ1^рПС1ПКМ
(обобщенные данные)
chipmaker.ru
3. Антифрикционные свойства некоторых полимерных материалов (пара трения металл — полимер, бет смазки)
Материал Коэффициент трения Относительный ИЗНОС
статический кинетический
Полиамиды 0,2-0,25 ' 0,25-0,30 200
Полиформальдегид 0,15 0,20 65
П олитетрафторэтилен 0,1 0,15 8 -
Поликарбонат 0,30 0,40 2500
Полиуретан 0,30 0,40 340
Стироакрилонитрил Пресскомпозиция на основе 0,30 0,35 3000
фенольной смолы 0,15-0,20 0,25 30
4. Антифрикционные свойства тонкослойных покрытий (нагрузка 40 кгс/смг, скорость скольжения 1 м/с, смазка маслом)
Полимер Коэффициент трения Полимер Коэффициент трения
Полиамиды 0,04-0,05 Полиакрилат 0,040
Ароматический 0,030 Эпоксидная 0,032
полиамид Поликарбонат 0,032 смола ЭД-5 Фторопласт-42Л 0,032
и органических масел, жиров, углеводородов (керосина, бензина, бензола), альдегидов, кетонов, концентрированных и слабых щелочей, слабых кислот, эфиров, но растворяются в концентрированных кислотах (серная, соляная, муравьиная, уксусная), фенолах, фторированных и хлорированных спиртах. Детали из полиамидов хорошо сопротивляются воздействию циклических и ударных нагрузок, в паре с закаленной сталью хорошо работают без смазки, мало изнашиваются. В паре с цветными металлами, особенно алюминием, наблюдается повышенный износ. Коэффициент трения без смазки 0,1—0,2; со смазкой маглом 0,050—0,1; водой — 0,08—0,15. Но при эксплуатации в воде или влажной атмосфере следует учитывать повышенную способность полиамидов поглощать влагу, что может существенно повлиять на размерные характеристики сопряжения. При потере воды исходные размеры практически восстанавливаются. Максимальное водопоглощение может достигать (%)• П-68 — до 3,3, П-12 до 1,75; капролон В до 6,5—7,0, П-66 до 7,2, капрон до 10—11.
Для улучшения прочностных характеристик полиамиды армируют, а для повышенных антифрикционных свойств — наполняют сухими смазками.
Отечественная промышленность выпускает следующие марки таких полиамидов антифрикционного назначения: П-610-ВСМ (ТУ П-510-68), ПНС-610-710, ПНС-610-ДМ-1,5 (ТУ 6-05-1034-74) и КГ-10 (ТУ П-455-65), АТМ-2 .(ТУ-6-О5-ОЗ1-502-74), НГП-610 и НГП-АК-80/20 (ТУ 60-67). В качестве сухих смазок в этих составах применяются графит, дисульфид молибдена и тальк, а в качестве армирующего наполнителя — мелкорубленное стеклянное волокно. Сведения о физико-механических характеристиках полиамидов приведены в табл. 5 — 7.
Температурный коэффициент линейного расширения и водопоглощение наполненных и армированных полиамидов в 1,5—4 раза меньше, а коэффициент трения без смазки в 1,2 — 2 раза больше, чем те же характеристики ненаполненных .полимеров, а интенсивность изнашивания в 2—5 раз ниже.
Весьма эффективно применение полиамидов Ъ качестве тонкослойных полимерных покрытий. Такие покрытия можно получать из растворов, суспензий, паст, аэродисперсий, расплавов и плакированием. Наибольшее применение находят методы создания антифрикционных покрытий из порошкообразных полиамидов. Луч-
132
5. Физико-механические свойства полиамидов
Показатели П-610 Капрон П-12Л П-12Б Капролон П-66 П-АК-93/7
Плотность, г/см’ Изгибающее на- 1,10 1,13 1,02 1,02 1,15-1,16 1200— 1500 1,14 1000-1200 1,14
пряжение, кгс/см2 800-900 900-1000 500 - 700 — 1000-1200
Разрушающее
напряжение, кгс/см2: 450 - 600 580-650 350 -400 800-1000 800-900 600-700
яри растяжении 500-580 650 400-550 450 700 - 900 800 600 -700
при срезе 550 600 — — — 550 - 600
при сжатии 700 - 900 850-1000 600-630 1000- — 1000-
1100 1200
Относительное
удлинение при разрыве, % 100-150 80-150 70 - 300 250-300 10-30 20-40 80-100
Модуль упругости при растяже- 15000 —
мни, кгс/см2 10000- 15000 12000- 8000 20000-
12000 18000 30000 16000
Ударная вязкость, кгс х х см/см2: - 100-130
без надреза 80-125 100—120 80-90 50-60 150-160 90—100
с надрезом Твердость, кгс/см2 при на- 4,5-10 5-10 5-10 50-60 500 - 800 4-6 4,9-8 1100- 3-5 1000-
грузке 36,5. кгс 1000- 1000- 740-780 1400-
1500 1100 1500 1800 1200
6. Теплофизические свойства полиамидов
Параметр П-610 Капрон П-66 Капролон В П-АК-93/7 П-АК-"5/15 П-12Л, П-12Э
Температура йлавления, °C Теплостойкость, "С: при изгибе и нагрузке, кгс/см2; 18,5 4,6 по Вика по Мартенсу Удельная теплоемкость, ккал/ (кг-'С) Коэффициент теплопроводности, ккал/ (м-ч°С) е* гературный коэффициент линейного расширения, 1/°с 213-220 45-60 161 195-208 55-60 0,20 0,2326 — 0,2093 11-12 210-218 45-50 190 - 200 55-60 0,45 0,246 8-10 252 -265 55—60 220 75-76 0,240 1-9,8 220 -226 60-70 190-210 74-75 0,2675 — 0,3373 6,6-9,8 237 -243 50-55 220-230 55—60- 0,40-0,50 0,2326 — 0,2559 10-12 224 -230 45-50 210-220 50-60 9-12 178-180 42-45 135-140 140 45 0,38 0,200— 0,2442 1,25
133
chipmaker.ru
7. Физико-механические свойства наполненных и армированных полиамидов
Марка Плотность, р, г/см3 Изгибающее напряжение, кгс/см2 (ГОСТ 4648-71) Разрушающее напряжение, кгс/см2 Г-10 4 кгс/см2 Ударная вязкость без надреза, кгс X х см/см2
при растяжении при сжатии
ПНС-610-Т10 1,16 600-700 500 - 600 800-1000 3,2 50-80
ПНС-61О-Т2О 1,25 600-800 500 - 600 800-1000 3,5- 4,0 25-40
ПНС-610-Т40 1,33 600-800 550-630 -_. 15-20
ПНС-610-Г10 1,15 500-700 500-600 800-900 3,0 50-80
ПНС-610-ДМ1,5 1,12 500-700 500 - 600 800-1000 3,0 50-80
КГ-10 1,14 600 - 700 650-800 800-1000 18-50
П-610-ВС 1,35 1600 -2000 1100-1 100 1000-1200 8,0 30-50
П-610-ВСА 1,35 1600—2000 1100-1400 1000-1200 8,0 20-50
П-610-ВСМ । 35 1600 - 2000 1100-1400 .— 8,0 20-50
П-610-ВСФ 1,15 1400-1900 900-1000 1100-1200 6,0- 7,0 15-25
П-6-ВС 1,35 1700 -2200 1200-1600 1100-1300 8,0-10,0 30-60
П-12-ВС — 1200—140J 1000 — 5,6— 6,0 25-30
АТМ-2 1,38 1100-1270 500 - 520 1100-1280 — 11-20
8. Свойства покрытий из полиамидов
Параметры Капрон Капролон В
Разрушающее напряжение при растяжении, кгс/см2- 500-600 600—650
Относительное удлинение при разрыве, % . 25-60 —
Микротвердость,-кгс/мм2 - 9,5-13,0 10-13,5
Адгезионная прочность соединения с фосфатированной стальной поверхностью, кгс/см2 400 - 600 350 - 500
Коэффициент трения по стали v = 0,5 м/с, р = = 100 кгс/см2, смазка маслом 0,015-0,020 0,009 - 0,02
Износ, мкм/км (у = 0,5 м/с, р = 55 кгс/см2) 0,55-0,85 0,45—0,65
пиши свойствами обладают покрытия из поликапроамида и капролона В (табл. 8). Большое влияние на свойства покрытий оказывает толщина покрытия, оптимальное значение которой зависит от физико-механических свойств полимера и шероховатости коитртела, конструкция узла трения и условия эксплуатации. Близкой к оптимальной считается толщина поликапроамидных покрытий 0,3 мм (табл. 9).
9. Влияние толщины слоя на антифрикционные характеристики покрытий из поликапроамида
Параметры Толщина покрытия, мм
0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Максимальное нормальное давление, кгс/см2 Коэффициент трения Износ, мкм/км 75 0,020 0,58 140 0,018 0,66 120 0,030 0,72 95 0,055 0,76 70 0/065 0,56
С уменьшением толщины снижается- демпфирующая способность покрытий и увеличиваются удельные нагрузки; при толщине, превышающей оптимальные значения, коэффициент трения возрастает, грузоподъемность и износостойкость уменьшаются вследствие ухудшения теплоотвода и роста тепловой, напряженности в узле трения.
Перспективны, но малоиссйедованы покрытия весьма малых толщин (менее 50 мкм). В контакте с твердыми гладкими поверхностями такие покрытия выдерживают весьма высокие удельные нагрузки.
134
Фторопласты и композиции на их основе нашли широкое применение в машиностроении для изготовления антифрикционных изделий.
Фторопласты обладают исключительно высокой химической стойкостью: на них практически не действуют кислоты, окислители, щелочи, растворители. На фторопласты действуют только расплавленные щелочные металлы и их комплексы с аммиаком, нафталином, пиридином, а также трехфтористый хлор и элементарный фтор при повышенных температурах. При температурах свыше 350°С фторопласты реагируют с щелочноземельными металлами и их соединениями (окисла-ми и карбонатами), а также окислами некоторых других металлов (свинца, кадмия, меди).
Коэффициент трения многих фторопластов, в особенности политетрафторэтилена, при трении по металлу очень низок: не превышает обычных коэффициентов трения смазываемых металлических пар трения. Отечественная промышленность выпускает ряд фторопластов антифрикционного назначения: фторопласт-4 (политетрафторэтилен), ГОСТ 10007 —72; фторопласт-4Д, ГОСТ 14906 — 69*; фторопластам, ТУ П-207-68; фторопласт-40, МГТУ 6-05-817-68, ТУ П-272 -70, ТУ 6-05-041-383 — 72, ТУ П-193-68; фторопласт-3 и ЗМ, ГОСТ 13744—76; фторопласт 30, ТУ П-236—70; фторопласт-2 и 2М.
Несмотря на низкий коэффициент трения, использование фторопластов в чистом виде ограничено вследствие низкой прочности, неудовлетворительных технологических характеристик. Нашли широкое применение различные комбинации фторопластов с другими материалами.
Введение различных наполнителей в количестве 15—30% объема позволяет существенно снизить износ. Наиболее распространенными наполнителями являются кокс, графитизированный кокс, искусственный графит, дисульфид молибдена, стеклянное волокно, металлические порошки.
Свойства наполненных фторопластов приведены в табл. 10.
10. Свойства наполненных материалов па основе фторопластов
Параметр Чистый ПТФЭ Ф4С15-15% стеклянного волокна. Ф4С15М5-15% стеклянного волокна и 5% MoS2 Ф4К20-20% кокса Ф4К15М5-15% кокса, MoS2 Ф4М15-15°" о» MoS2
Плотность, г/см3 Разрушающее напряжение при растяже- 2,2 2,21 2,14 2,14 2,19 2,25
чип, кгс/см2 Относительное удлинение, %, при раз- 200 140 - 142 130 155 135
рыве Твердость по Бри- 350 300 250 120 150 250
веллю, кгс/мм2 Деформация под на-’ гРУзкой 100 кгс/см2 5 течение 24 ч при 3,8 5 6 4 6 5
22°С, % г Предельное значение РБ кгс-см/(см2-с) при т, см/с: 6,6 3.5 3,8 2,9-3,0, 3,6 4,3 _
5 45 350 400 500 600 500
50 65 450 500 700- 700 500
500 Допустимое значе-пиеру (износ 0,127 мм 90 550 620 1100 1100 400
® течение 100 ч) Относительная изно- 1,00 130 150 325 500 185
СОСТОЙКОСТЬ ——-— - 1 250 275 625 1000 560
135
chipmaker.ru
Промышленность выпускает ряд антифрикционных материалов: композиция Ф4К20 (ТУ 6-05-1412—71), композиция Ф4Г21М7 (ТУ 02-14—6—71), композиция Ф4С15 (ТУ 6-05-041—363—72), антифрикционные материалы 7В-2А (ЦМТУ 01-51—69), АФГ-80ВС (ЦМТУ 01-45-69), АФГМ (ЦМТУ 01-46- 69), ФН-3 (ТУ П-495-66), ФН-202 (ТУ П-644-68), АМИП-15М (ТУ П-407-65), АМИП-ЗОМ (ТУ П-407-65).
Широко используют фторопласты в виде лаков, суспензий, паст, которые употребляют для изготовления антифрикционных материалов.
Отечественная промышленность выпускает суспензию фторопласта-4А (МРТУ 6-05-1246-69), лак ФБФ-74 (ТУ 6-05-1617-73), кг ПФМ-75 (ТУ 6-05-041-335—71), суспензию фторопласта-4М (ТУ 6-05-041-508—74), суспензию фторопласта-4МД (ТУ 6-05-041-508 — 74).
Фторопласты широко применяют в качестве антифрикционных наполнителей в различных композициях на основе термопластичных и термореактивных полимеров. Это дает возможность существенно уменьшать коэффициент трения и резко снизить интенсивность изнашивания узла трения.
Полиолефины — наиболее распространенные полимеры. Основными, используемыми в промышленности, являются полиэтилен и полипропилен. В них удачно сочетаются удовлетворительная механическая прочность, химическая стойкость, низкая газо- и влагопроницаемость.
Полиолефины стойки к действию кислот, щелочей, не растворяются в органических растворителях при 20сС. Сильные окислители (например, азотная кислота), жидкий и газообразный хлор, фтор разрушают полиолефины. При повышенных температурах они растворяются во многих органических растворителях, особенно в алифатических и ароматических углеводородах и их галогенопроизводных.
Промышленность выпускает следующие полиолефины: полиэтилен высокого давления ПЭВД (ГОСТ 16337—77), полиэтилен низкого давления ПЭНД (ГОСТ 16338-77), полиэтилен среднего давления ПЭСД, полипропилен (МРТУ 6-05-1105—67).
На основе полиолефинов получают многочисленные композиции, вводя различные добавки и наполнители. В качестве наполнителей и добавок чаще всего используют сажу, каучук, стекло, волокно, древесные опилки и т. д. Это позволяет создавать материалы с высокой износостойкостью и коэффициентом трения 0,1-0,15. ' "" ’ —
При выборе рецептуры композиции следует руководствоваться рекомендациями ГОСТ 16337 - 77, 16338 -77, МРТУ 6-05-1105 -67. Физико-механические характеристики некоторых полиолефинов приведены в табл. 11. ” Т'
Порошкообразный полиэтилен нередко вводят в композиционные материалы для улучшения их антифрикционных свойств. К недостаткам полиолефинов относится низкая теплостойкость: детали трения из них могут эксплуатироваться дш-тельно при температуре не более 60°С, кратковременно до 80°С.
Пентапласт применяют для изготовления машиностроительных деталей (шестерен, манжет, уплотнительных колец и т. п.) повышенной точности. ''
Изделия из пентапласта можно длительно эксплуатировать при температуре до 120—130°С, а кратковременно до 135—150°С. Он обладает высокой химической стойкостью при 20—2ТС к азотной кислоте (60%), перхлорэтилену, едкому натру (40%), серной кислоте (92%), фенолам и дихлорфеиолам, хлористому водороду, кремнефтористоводородной (до 45%), фтористоводородной (до 40%) кислотам, к жирам, углеводородам (керосину, дизельному топливу, минеральным маслам), катализаторам, но нестоек к сильным окислителям при температуре кипения, к дымящей азотной кислоте, олеуму, хлорсульфоновой кислоте, при 60°С — к 85 — 98%-ной серной кислоте при поддуве хлора. Пентапласт растворяется при температуре выше 100"С в циклогексаноне и хлорбензоле, в кипящем диоксане и при ПО —120 С в диметилформдмиде.
136
11. Физико-механические свойства полиолефинов
Параметр пэвд ПЭНД ' ПЭСД Полипропилен
— *
Пютность, г/см3 0,918-0,930 0,949-0,955 0,96-0,97 0,90-0,91
разрушающее напряжение, кгс/см2: при растяжении
100-170 220 -300 280-350 250 -400
при статическом изгибе 120-170 200-350 — —
яри срезе Относительное удлинение 140-170 500 - 600 — — 200 - 800
при разрыве, % Модуль упругости при из-гнбе, % 300 - 800 200-800
1200 -2600
6500 - 7500 8000-10000 6700 —11 000
Твердость ПО Бринеллю, кгс/мм2 • 1.4-2,5 4,5-5,8 5,6-6,5 6,0-6,5
Температура хрупкости, °C От —80 до -120 80-90 От ‘-ЮО до —150 От —5 до —15
Теплостойкость, °C:
по Вика — —
Ударная вязкость С Подрезом, кге-см/см2 — 2,0-12,0 — 33-80
Водопоглощение, /о, при 20°С 0,15 (за 1 0,06 к 0,5 (за 0,5 года)
год) (за 2 года)
Пентапласт перерабатывают всеми методами на обычном оборудовании, применяемом для термопластов.
Промышленность выпускает пентапласт в широком диапазоне молекулярных масс по ТУ 6-05-1422—71. Сведения о физико-механических свойствах пентапласта приведены в табл. 12.
12. Физико-Механические свойства пентапласта
Параметры Показатели Параметры Показатели
Плотность, г/см? Разрушающее напряжение, кгс/см2: при растяжении (50 мм/мин) и температуре, °C -50 0 20 100 при сжатии при статическом изгибе 1,4 780 65С 400-550 250 850 600-850 Ударная вязкость, кгесм/см2: литьевые образцы при температуре, °C; -60 0 20 прессованные образцы при температуре 20°С Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 Водопоглощение за 30 суток, % 8 10 140 20-40 8-11 0,01
Коэффициент трения при 20°С И давлении 50 кгс/см2 для пары пентапласт — пентапласт 0,14, пеитапласт — сталь Ст5—0,12. Для улучшения физико-механических характеристик в пентапласт вводят минеральные наполнители. Перепек--тивными наполнителями являются графит, микроизмельченная слюда, стекловолокно, окись хрома. Показатели основных свойств наполненного пентапласта приведены в табл. 13.
Полиформальдегид широко используют для изготовления зубчатых колес, шестерен; втулок, муфт сцепления и т. д.
Изделия из полиформальдегида можно эксплуатировать при температуре до I-ОС. Он имеет высокую стойкость по отношению к органическим растворителям. При температуре ниже 60 С растворяется только в гексифторацетонгидрате, при 100—180'С растворим в фенолах, галогеппроизводных углеводородах, уксусном ангидриде, метилендиацетате и др. Устойчив к действию горячей воды, растворов соней, морской воды, щелочей, растворов органических кислот. Минеральные кис-
137
chipmaker, ru
13. Свойства наполненного пентапласта
Параметры Наполнитель, %
Слюда Стекло- ® волокно 2 — 5 мм, 10 Окись . хрома, 15 Графит, 15
15 25
Разрушающее напряжение при растяжении 50 мм/мнн, кгс/см2 630 615 670 560 530
Относительное удлинение при разрыве, % 25 15 20 19 17
Модуль упругости при изгибе, кгс/см2 24200 32600 21070 13400 22000
Ударная вязкость, кгс - см/см2 40-50 25 30 140 40-50
Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 13,9 14,8 ' 12,3 9,8 10,0
лоты вызывают разложение полимера. Изделия обладают высокой жесткостью, стабильностью размеров, высокой износостойкостью, стойкостью к старению.
Полиформальдегид перерабатывают методом литья под давлением. Отечественная промышленность выпускает полиформальдегид (МРТУ 6-05-1018—66) и сополимеры на основе формальдегида СФД и триоксана СТД (ТУ 6-05-1543 —72). В производстве находятся опытные партии полиформальдегида, наполненного стекловолокном, политетрафторэтиленом, дисульфидом молибдена', сажей. Коэф>-фициент трения ненаполненного полиформальдегида по стали без смазки 0,3—0,35.
Основные физико-механические характеристики полиформальдегида даны в табл. 14. Введение в сополимер полиформальдегида 15—20% фторопласта снижает в 3—4 раза износ и в 1,5—2 раза коэффициент трения.
14. Физико-механические свойства полиформальдегида
Параметры Показатели Параметры Показатели
Плотность, г/см3 Показатель текучести расплава, г/10 мин Разрушающее напряжение, кгс/см2: при растяжении при сжатии яри статическом изгибе Относительное удлинение при разрыве, % 1,41 2-30 650 -700 1450 1250 10-15 Модуль упругости при растяжении, кгс/см2 Ударная вязкость с надрезом при 20°С, кгс см/см2 Твердость по Бринеллю Теплостойкость, °C, при нагрузке, кгс/см2: 4,6 18,5 (25—29)103 5-9 12-13 160 115-120
Поликарбонат широко применяют в машиио- и приборостроении, в радио- и электротехнической промышленности для изготовления деталей точных станков и приборов, вычислительных машин и т. д. Поликарбонат является весьма стойким к атмосферным воздействиям полимером. Он пригоден Дйя использования в тропических условиях. Свойства поликарбоната практически не изменяются при светотепловакуумном старении и при тепловых ударах.
Поликарбонат является перспективным материалом для использования в криогенной технике при работе в среде газообразных и жидких азота, водорода и гелия при температурах до -253°С. Поликарбонат обладает высокой ударной прочностью и стабильностью размеров изделий, малой склонностью к ползучести. Однако он плохо сопротивляется циклическим воздействиям и имеет низкую усталостную прочность. Максимальное водопоглощение поликарбоната, погруженного в воду, не превышает 0,4%, при выдержке на воздухе 0,2%. Он стоек к действию водных
138
растворов минеральных кислот и солей, окислителей, не растворяется в алифатических и циклоалифатических углеводородах и маслах, в алифатических спиртах, эфирах, карбоновых кислотах, стоек к действию водных растворов мыл, детеринов, отбеливающих веществ, животных и растительных жиров, масел. Органофильные основания, такие как гидроокись аммония и амины, омыляют поликарбонат, водные растворы сильных щелочей, разрушают его. Поликарбонат растворим в 1 э 1,2,2 — тетрахлорэтане, метиленхлориде, хлороформе, тиофене, диоксане, набухает в бензине, хлорбензоле, тоуоле, ацетоне и др.
Отечественная промышленность выпускает поликарбонат дифлон (ТУ 6-05-1668 — 74), дифлон СТН (ТУ 6-05-211-937—74), содержащий 25% по массе стеклянного волокна.
Физико-механические свойства поликарбонатов приведены в табл. 15.
15. Фптпко-мехаиические свойства поликарбонатов
Параметры
Дифлон литьевой
Дифлон СТН-30
ДАК
Плотность, г/см3
Разрушающее напряжение, кгс/см2:
прн растяжении
при сжатии
при статическом изгибе — Относительное удлинение при разрыве, %, Модуль упругости при растяжении, кгс/см2 Ударная вязкость, кгс-см/см2 Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 Водопоглощение, %
Верхний предел рабочих температур, 'С Морозостойкость, °C
Коэффициент трения по стали Износ по сетке, мм3/(м см21
1,2 1,40 1,2
600-700 900-1100 500-550
800-900 1200-1400 700-800
900-1000 1500-2000 800-1000
50-100 4-5 30-50
(22 — 24)103 (60 - 70)10-’ —
120-140 35-45 90-110
10-11 15-16 .—
0,4 0,2 —
135 150 220-240*
-100 -100 ,—
0,3 — 0,15-0,2
0,13 0,01 0,0003 - 0,003
* Температура плавления.
Введение в поликарбонат 15 — 20% фторопласта снижает в 2—3 раза коэффициент трения и износ в 10—30 раз.
В НИИПМ разработан новый антифрикционный материал ДАК, который представляет собой поликарбонат дифлон, модифицированный фторопластом-4.
Материал сохраняет физико-химические, физико-механические и диэлектрические свойства поликарбоната, в то время как антифрикционные характеристики его Улучшены в 1,5—2 раза. ДАК перерабатывают литьем под давлением, экструзией и другими методами.
Материал выпускают в виде твердых непрозрачных гранул от белого цвета до светло-коричневого цвета. Изделия из ДАК можно подвергать механической обработке.
Антифрикционный поликарбонат ДАК рекомендуется для изготовления конструкционных деталей, работающих в узлах трения без смазки; втулок, шестерен, клапанов и др.
Полпарилаты — преимущественно термопластичные полимеры, из которых литьем или литьевым прессованием можно изготовлять трущиеся детали. Наибо-лее .пригодными для этой цели являются отечественные полпарилаты марок Д-З, Д-4 и Д-39 (ТУ 6-05-211—72), их основные физико-механические свойства приведены в табл. 16.
Полпарилаты отличаются сравнительно высокой теплостойкостью, детали трения из них могут длительно эксплуатироваться при температуре около 160 — 180°С и кратковременно при температуре 230' С; хорошо сопротивляться ионизирующим излучениям, имеют высокие диэлектрические свойства, плавятся они при темпера-139
chipmaker.ru
16. Физико-механические свойства полиарилатов, полученных литьевым прессованием
Параметры Д-З Д-4 . Д-4С
Плотность г/см’ 1,197 1,197 1,217
Разрушающее напряжение, кгс/см2:
при растяжении 850-900 450-500 500-600
при сжатии 900- 1200 800-1000 900-1100
при статическом изгибе - 1000-1200 500-600 800-1000
Относительное удлинение лпв разры-
ве, % 10-20 10-15 12-15
Модуль упругости при растяжении,
кгс/см2 (6-7)10’ (8-10)10’ (10-12)-10’
Ударная вязкость, кге-см/см2 50-80 30-50 80-100
Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 20-25 19-20 25-30
Водопоглощенне за 24 ч, % 0,02 0,02 0,15
Коэффициент трения 0,4 —
туре 255—285°С, начинают окисляться при 250 —270'С, а разлагаются при 450°С. Морозостойкость — 100°С, коэффициент теплопроводности ~ 0,2 ккал/(м-ч). Усадка изделий из полиарилатов составляет 0,6— 1%. Полиарилаты типа Д-З и Д-4'способны длительно сопротивляться воздействию минеральных и органических кислот (кроме H2SO4), спиртов и алифатических углеводородов, масел и топлив. Растворяются они в тетрахлорэтане и смеси его. с фенолом. Концентрированные растворы щелочей разрушают полиарилаты. Для повышения износостойкости и снижения коэффициента трения полиарилаты наполняют сухими смазками.
Полиимиды — теплостойкие термореактивные полимеры, применяют в качестве связующих для изготовления антифрикционных композиций (табл. 17).
Отечественная промышленность выпускает на основе полиимидов ПМ-67 (ТУ П — 622 — 69) и ПМ-69 (ТУ П— 279 — 70) наполненные композиции ПМ-67-ДМ-3 и ПМ-69-ДМ-3, содержащие 3% дисульфида молибдена и ПМ-67-Г-10 и ПМ-69-Г-5, наполненные графитом. Композиции отличаются высокой радиационной стойкостью, не окисляются до температуры 275СС, хорошо сопротивляются воздействию органических и нейтральных масел, но в концентрированных кислотах и щелочах и при длительном кипячении в воде разрушаются. Детали трения из полиимидных композиций могут длительно эксплуатироваться при температуре 220—260 С. Такие композиции перерабатывают в изделия преимущественно компрессионным прессованием; при этом достигается высокая точность изготовления вследствие низкой (0,7—1%) усадки. Они хорошо обрабатываются резанием.
В НИИПМ разработан новый антифрикционный самосмазывающийся материал ПАМ-15. Наполненный полиимид ПАМ-15 может быть использован для изготовления конструкционных антифрикционных деталей типа шестерен быстроходных ступеней редукторов, выдерживающих виброперегрузки до 20 и эксплуатируемых в среде воздуха, СО?, в вакууме 10-6 мм рТ. ст. и в качестве подшипников скольжения и качения, эксплуатируемых в интервале температур от -196'С до + 250 С. Этот материал представляет собой композицию на основе полиимидных смол ПМ-67 или ПМ-69 и сухой смазки (табл. 18). Шестерни и втулки выполняют механической обработкой заготовок, полученных методом горячего прессования.
Ароматические полиамиды применяют для изготовления деталей трения в нена-полиенном и наполненном (фторопластом, графитом, дисульфидом молибдена и другими сухими смазками) виде. Отличаются высокой прочностью и теплостойкостью. Отечественная промышленность выпускает ароматические полиамиды под названием фенилои марок П, С1 (ТУ 6-05-221-101—71) и С2 (ТУ 6-05-221-226—72) в виде тонкодисперсных порошков, перерабатываемых в изделия методами прямого прессования и пресс-литья (С1 и С2). Температурный коэффициент линейного расширения в интервале -70--р 300'С колеблется в пределах (18—40) 10 6 1/°С, а коэффициент теплопроводности 0,16—0,23 ккал/(м • ч еС). Фенилон стоек к воз-
140
17. Физико-механические свойства пресс-материалов на основе полиимидов
ПМ-69-Г-5 1,44-1,47 700-900 g 1 => о j о О ОС Ч? гг 1 1111 О о Г- С Г1 г «п 220-250 280 1
... - -ПМ-69-ДМ-3 1,43-1,45 850—1200 5 р 1’ £ i Д 600 - 800 1 30-50 21-28 220-250 280
ПМ-67-Г-10 1,44-1,46 700 - 980 1500-1900 1200-1800 430-750 5—8 8-30 23 — 33 • 250 280 / 1
ПМ-67-ДМ-3 1,43-1,45 900-1300 5 п 1 2 ч 5 * Г] Д 440-870 j 6,5-15 20-80 1 21-31 1 220-250 280 I
ПМ-69 1,38-1,41 ! 950-1250 2100 - 2400 д 600-1000 I 4-7 60-100 i 70-77 I ” 235-265 280 0,35-0,40 0,2-0,3
ПМ-67 1,39-1,41 '1000-1300 о > ° Ч 1 С с 500-900 j 9-20 (29,70-36)10’ 60-120 1 18-78 1 -- — 220-250 280 D о" 1 ОС э о
Параметры 3 >£ С X с С Разрушающее напряжение, кгс/см2: S S 33 □ £ 2.1 5 О, при vmninn при изгибе при температуре °C: ?> 250 Относительное удлинение при разры- ве, % Модуль упругости при изгибе, кгс/см2 Ударная вязкость, кге- см/см2 Твеплость по БпинеЛЛЮ. кгс/мм2 1. в ! 3 С верлнии предел рции-шл J CMIiepcliyp, Теплостойкость по Вика, °C Коэффициент трения Водопоглошение за 24 ч, % t
141
chipmaker.ru
18. Физико-мехаиические свойства самосмазывающихся полиимидов
Параметры ПАМ-15-69 при температуре °C ПАМ-15-67 притемперазуресС
-196 + 20 + 110 -196 +20 + 110
Разрушающее напряжение при растяжении, кгс/см2, не менее 1020 644 550 1100 800 600
Модуль упругости при сжатии Е-10 , кгс/см2 9,07 6,23 2,85
Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 40 33 20 30 19
Удельная ударная вязкость, кге • см/см2 8,8 7,8 7,8 16 -
Коэффиш ент трения на машине МИ-1М (р — 50 кге/ см2, v = 0,5 м/с) Коэффициент трения на машине УТИ-IM (р = 22 кге/ см2, т = 0,5 м/с) на воздухе, 5 мм рт. ст. 0,18 0,18 2
- - - 0,292 -
действию многих органических жидкостей, масел, бензина, слабых растворов кислот и щелочей. В воде фенилон ведет себя подобно полиамидам и может поглотить до 10% влаги, при этом размеры дет зли могут увеличиться на 2%. Коэффициент трения ненаполненных фенилонов ~ 0,4. При наполнении, например, фторопластом или графитом коэффициент трения можно уменьшить до 0,15—0,20, а износостойкость повысить почти на порядок. При смазке маслом коэффициент трения может достигать 0,015. Узлы трения из фенилона можно успешно эксплуатировать при температуре -50-+200°С. Известен положительный опыт применения фенилона для изготовления подшипников скольжения, уплотнений, подпятников, сепараторов шарикоподшипников, кулачков, мелкомодульных зубчатых колес, деталей клапанов и др. Основные физико-механические характеристики фенилона приведены в табл. 19.
19. Физико-мехаиические свойства пластмассовых образцов фенилона, полученных методом прямого прессования
Параметры Фенилон П Фенилон С1 Фенилон С2
Плотность, г/см3 Разрушающее напряжение, кгс/см2: 1,33 1,33 1,33
при растяжении 1000-1200 1100-1200 1200-1400
при изгибе 1300-1500 1500-1700 2200 - 2400
при срезе Относительное удлинение при разры- 800 910 120С
ве, % Модуль упругости, кгс/см2 4 '5 6,6
(30-33)10’ (32 — 33)10’ (30 —32)10’
Предел текучести при сжатии, кгс/см2 2100 -2300 220С-2300 2100-2300
Ударная вязкость, кге-см/см2 20-30 30-40 40-50
Твердость, кгс/см2 31-33 26 — 30 28-29
еплостоикость по Вика, °C 270 275 290
Морозостойкость, °C -70 — —
Эпоксидные и фурановые полимеры в чистом виде для изготовления трущихся деталей не применяют. Антифрикционные свойства им придают, вводя наполнители, преимущественно графит и дисульфид молибдена. Отечественная промышленность выпускает антифрикционный пресс-материал П-1-9 (ТУ МБО 023146). Перерабатывается в изделия литьевым и компрессионным прессованием.
Для работы в агрессивных средах на базе эпоксиноволачных смол предложены высоконаполненные пресс-композиции типа ЭНГ-30, ЭН Г-25, наполненные графитом, и ЭНМ-25, наполненные дисульфидом молибдена (табл. 20). Эти материалы могут перерабатываться в изделия свободным литьем и компрессионным прессова-
142
20. Свойства эпоксидных пресс-материалов
' Параметры П-1-9 ЭНМ-25 ЭНГ-25 энг-зо
Разрушающее напряжение, кгс/см2: пр» растяжении при сжатии при статическом изгибе
1700 - 2000 400-500 1700 — 1800 500-600 1600-1650 400 - 500 Г200-1400
1000-1300 1000-1200 1200-1400 800-1000
Ударная , вязкость, КГС-СМ/СМ2 9-12 14-16 15-16 12-14
Твердость по Ьри-иеллю, кгс/см2 30 — — —
Теплостойкость по Вика, °C 125-135 120-130 - 125-135
нием. Рабочий интервал температур детали трения из эпоксидных смол _Ю0-+150°С.
Материалы на основе фурановых полимеров более тепло- и химически стойки по сравнению с полиэпоксидами (табл. 21). Из пресс-композиций ФАФФ-31ГЭ, ДФГ-1, ДГ-1 (ТУ П-741—71) и ДГ-2 (ТУ 6-05-211-812 — 74) компрессионным прессованием можно и изготовлять подшипники скольжения, сальники, поршневые кольца и т. д., предназначенные для эксплуатации в химически агрессивных (кислых и щелочных) средах, на воздухе при температуре -100-+200°С.
По внешнему виду материал представляет собой порошок черного цвета; поверхность отпрессованных образцов гладкая, без вздутий и трещин; допускается неодното! треть.
Коэффициент трения композиций на основе эпоксидных и фурановых полимеров без смазки 0,15—0,25, при смазке технологической средой может достигать 0,05. На основе отечественного полимера — поливинилфурфураля в ИММС АН БССР разработан самосмазываюгцийся композиционный материал типа ПВФК. Материалы типа ПВФК представляют собой пресс-порошки, перерабатываемые
21. Физико-механические свойства материалов иа основе фураиовыХ полимеров
Параметры ФАФФ-31ГЭ ДФГ-1 ДГ-1 ДГ-2
Плотность, г/см3 Содержание влаги и 1,6-1,65 1,70-1,75 1,75 — 1,82 1,6-1,9
летучих, % Фракционный состав (%), проходит через сито с размером ячеек, мм: 1,0-1,5 1,0-1,5 0,4-0,5 0,25-0,5
2,0 100 100 100 100
0,5 Разрушающее напряжение, кгс/см2: 70 70 70 Не нормируется
прн сжатии при статическом 1000-1400 1000-1410 1000-1400 1000- 1400
изгибе Ударная вязкость, — — — 290
кге см/см2, не менее Твердость по Бри- — — 2,5
неллю, кгс/мм2 Теплостойкость по — — — 20
Мартенсу, °C Текучесть по Раши- 230-280 230-300 250-300 230
*У, мм Износостойкость, — — — 60-110
мм3/(м • см2) 8,1—8,3 8,0-8,3 7,5-7,8 7,4-7,6
Усадка, % 0,4-0,5 0,4-0,5 0,2-0,4 0,2 —0,5
143
chipmaker.ru
22. Физпко-механическнс свойства материала ПВФК
Параметры Показатели Параметры Показатели
Плотность, г/см3 Предел прочности прн сжатии. кгс/см2 Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 - - Ударная вязкость, кгс • см/см2 3,0 1100 + 100 21 ± 1 2,5 + 0,5 Температурный коэффициент линейною расширения (в диапазоне 20 — 200"С), 1/°С Коэффициент теплопроводности, Вт/м-’С Коэффициент трения, не более (1,84 ± 0,4) 10'5 2 ± 0,3 0,25
в изделия методом прямого прессования. Оптимальные режимы переработки: температура прессования 180 + КУС, давление прессования 1200 — 1400 кгс/см2. Физико-механические характеристики материала ПВФК-9 (ТУ 88 БССР-05—74) приведены в табл. 22. Материал длительно может эксплуатироваться при температуре до 180—200°С, кратковременно — до 250сС. Хорошо работает в вакууме, плохо в воде.
Антифрикционные пластики типа АМАН разработаны в Институтах элементоорганических соединений АН СССР и ИМАШе. Производятся под названиями АМАН, ЭСТЕРАН, ТЕСАН и ВИЛАН. Они представляют собой многокомпонентные системы, в которых в качестве связующего использованы специально синтезированные или выбранные из известных полимеры, обладающие прежде всего высокой термо- и теплостойкостью, стойкостью к радиационному облучению, химической стойкостью и технологичностью при переработке. Основные свойства описываемых материалов приведены в табл. 23.
23. Физико-механические свойства материалов типа АМАН
Параметры ЭСТЕРАН-1 ТЕСАН-6 ЭСТЕРАН-21 ВИЛАН-20
Плотность, г/см3 3,6 3,5 3.1 3.0
Ударная вязкость, кг-см/см2 1,5 2,5 3,0 3,0
Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 25 28-30 22-25 25
Коэфф шнент трения 0,05 0,06 0,08 0,1
Предел прочности при сжатии, кгс/см2 800 1000 800 1000
Интенсивность линейного изнашивания * — 0,7 109 0,5 10 9
Максимальная рабочая температура,- °C 220 300 200 300
* Безразмерное отношение высоты сработанного слоя к пущ трения при торцовом трении; условия испытания: г = 2 м/с, р = 2 кгс/см2.
Перерабатывают пластики методами компрессионного и литьевого прессования под давлением от 400 до 1000 кгс/см2 при температуре (в зависимости от применяемости связующего) 230 — 500°С. Лучшие антифрикционные свойства проявляются в контакте с твердыми (HRC 30—40) сталями высокого класса шероховатости.
» Материалы типа АМАН бензо- и маслостойки, вибропрочны, не боятся влаги, допускают длительные сроки хранения. Плохо сопротивляются лишь воздействию сильных окислителей типа концентрированных кислот и щелочей.
Наиболее целесообразно применять в узлах сухого трения в высоком вакууме при температуре от -200 до +300°С. Лучше изучена работоспособность в качестве самосмазывающихся сепараторов подшипников качения. Применяют их и для подшипников скольжения при большой частоте вращения (до 16000 об/мин), но малых
144
пузках или малой частоте вращения и высокой нагрузке (до 200 кгс/см2). Имеет-1111 опыт изготовления из антифрикционных пластиков малонагруженных зубчатых колес использования в качестве подпитывающего элемента в тяжелонагруженных металлических передачах при ротапринтном методе смазки.
* Материалы иа основе древесины все чаще применяют для изготовления трущихся деталей и прежде всего подшипников, направляющих скольжения и т. д. Древе-а _ природный полимерный материал, имеющий характерное строение: высокопрочные волокна целлюлозы связаны лигнином в жесткую и прочную капиллярнопористую структуру. Эго определяет широкие возможности существенного улучшения свойств древесины путем направленного ее наполнения и рационального сочетания с другими материалами. Среди новых направлений решения этой проблемы сочетание прессования с наполнением различными активными веществами — соединениями металлов, полимерами и др.
Наполнением полимеров достигается стабилизация размеров, снижение влаго-поглощения, повышение прочности. При введении металлов заметно улучшается теплопроводность, а масла и поверхностно-активные вещества резко снижают коэффициент трения и интенсивность изнашивания. Свойства таких материалов приведены в табл. 24. Из материалов типа АПД, разработанного в Институте механики металлополимерных систем АН БССР, согласно ТУ 88-БССР-П — 76 выпускают фланцевые древесно-пластмассовые подшипники, хорошо зарекомендовавшие себя при эксплуатации в качестве подшипников скольжения роликоопор ленточных конвейеров, работающих в запыленной атмосфере литейных цехов, строительных и сельскохозяйственных транспортеров.
Приведенные сведения о материалах на основе полимеров, пригодных для изготовления трущихся деталей, далеко не ограничивают возможностей материалов этого класса.
24. Физико-механические свойства материалов на основе древесины
Параметры Древесина, наполненная раствором полиэтилена в масле МС-20 АПД-1 Древесина, наполненная синтетическим связующим Древесина, наполненная стеаратом (Ц) в моторном масле Древесина, наполненная стеаратом (Ц) в кремнеорганическом соединении Древесина, наполненная солями меди и их окисла-ми и глицерином АПД-2
Плотность, г/см3 1,15-1,25 1,4-1,45 1,3-1,4 1,3-1,4 1,1-1,15
Предел прочности при сжатии вдоль волокна, кгс/см2 11-12 13-15 14-16 12-15 10-11
Торцовая твердость по Бринеллю, кгс/мм2 10-11 24-25 16-18 ’ 16-18 10-11
Теплостойкость по Вика, °C 180 200 180 220 180
Объемная распрес-совка при выдержке в воде 30 суток Г = 20°с, % 60-75 1,5-2 16-20 10-15 100
Влагопоглощение за 30 суток во влажных Условиях (Щ’=95°/) 10-12 1,5-2 4-8 3-6 25-30
Коэффициент трения при работе на самосмазке 0,08-0,12 0,08-0,14 0,06-0,12 0,09-0,12 0,03-0,04
Интенсивность линейного изнашивания 0,7 10-9 1,53 109 0,32-Ю"9 0,84 • IO"9 0,55 Ю-11
Максимально допустимая температура трения, сС ~ - 90-100 150-160 130-140 200-210 80-90
145
chipmaker.ru
Среди перспективных направлений создания новых антифрикционных материалов — разработка композиций на базе новых термостойких высокопрочных полимерных связующих; введение в состав материалов активных наполнителей, позволяющих управлять трением непосредственно в процессе фрикционного взаимодействия; разработка методов локального наполнения для получения изделий с заданными объемными и поверхностными свойствами и т. д.
Ленточные (слоистые) материалы
Ленточные материалы представляют собой материалы сложной структуры и содержат твердую основу, переходный и антифрикционный слой. Наибольшее распространение находят металлофторопластовые материалы и подшипниковые изделия из них. В нашей стране разработан ленточный материал со стальной конструкционной основой и освоено его производство (ТУ 27-01-01—71). Основа из стали 08кп или Юкп (ГОСТ 1050 — 74) покрывается с двух сторон слоем меди Ml (ГОСТ 859—66*) или латуни Л90 (ГОСТ 15527—70). На стальной основе спекается пористый бронзовый слой из сферического бронзового порошка (9 — 11% Sn) с частицами диаметром 0,063—0,16 мм. Затем пористый слой пропитывают составом, содержащим 75% фторопласта 4-ДВ (ТУ П-40 — 59) и 25% дисульфида молибдена (МТУ 06-1—68). Из него же делают и верхний рабочий слой. В табл. 25 приведены основные размеры отечественной металлофторопластовой ленты.
25. Размеры металлофторопластовой ленты, мм
Общая толщина Толщина Ширина ленты Длина полос
стальной основы слоя I СЛОЯ фторопласта
1,10 1,60 2,60 0,75 1,30 2,30 0,35 0,06 75-100 500 - 2000
К основным преимуществам металлофторопластового ленточного материала относятся: способность работы без смазки при температуре от -200 до +280°С, низкий коэффициент трения (0,02—0,25), в том числе в пусковые моменты, высокая прочность и теплопроводность, малая материалоемкость, стойкость ко многим промышленным жидкостям и газам, растворителям и маслам. Он успешно работает в вакууме и инертных газах.
Из металлофторопластовой лепты методами точной штамповки изготовляют неразъемные подшипники, свертныс втулки, шарнирные сферические подшипники и упорные кольца; разъемные полувкладыши цилиндрических подшипников и детали разборных шарнирных подшипников.
Вследствие специфики строения ленточного металлофторопластового материала при его эксплуатации следует осторожно назначать зазоры, ибо в процессе нагрева кроме термического расширения следует учитывать и возможность «выдавливания» фторопласта из пористой основы в зазор. Некоторые рекомендации по назначению зазоров в металлофторопластовых подшипниках, предназначенных для эксплуатации без смазки, приведены в табл. 26.
Исследования долговечности подшипников диаметром 30 мм показали, что предельный износ достигается при значениях pv = 4 (кгс/см) (м/с) через 100—800 ч, 3 (кгс/см) • (м/с) — 200 —2000 ч; 2 (кгс/см) - (м/с) — 400—4000 ч. Минимальный износ достигается в паре с металлическим валом, высота неровностей рабочей поверхности которого составляет 0,6—1,5 мкм.
Опыт эксплуатации показывает, что металлофторопластовые подшипники наиболее эффективно применять без смазки при высоких удельных нагрузках и низких скоростях скольжения; в условиях тяжелых пусковых режимов в узлах трения с ги-
146
26. Рекомендуемые зазоры для металлофторопластовых подшипников
Внутренний дёймбтр, мм Расчетный диамет-ральный зазор, мкм Гарантированный зазор, мкм
min max средний
10-18 30 30 100 65
18-30 35 35 125 80
30-40 40 40 140 90
40-50 45 45 145 95
дродинамической или газовой смазкой; в случаях, когда могут возникнуть автоколебания и т. д. Металлофторопластовые подшипники находят широкое применение р авиационной промышленности, например в шарнирах систем управления и шарнирно-болтовых сопряжениях самолетов и вертолетов, где удельные нагрузки достигают 2500 кгс/см2; в текстильных машинах взамен смазываемых игольчатых подшипников; ткацких и швейных устройствах; в автомобилях — повторные кулачки автомобиля ГАЗ-53, втулки тормозных узлов и сцепления автомобиля ЗИЛ-130; в подшипниках нагружных электродвигателей; в газовых подшипниках приборов и т. д.
Близки по свойствам к описанному отечественному материалу некоторые зарубежные металлополимерные ленточные материалы.
За рубежом широкое применение находят ленточные материалы английской фирмы «Гласир». Наиболее известен материал типа DU, представляющий собой биметаллическую ленту с основой из стали, покрытой слоем из оловянистой бронзы, поры которого заполнены фторопластом, содержащим 20%' свинца. Материал выдерживает статическое давление до 3200 кгс/см2. Коэффициент трения при малых скоростях колеблется в пределах 0,05—0,1, при высоких скоростях достигает значения 0,2. В табл. 27 приведены рекомендуемые значения pv для подшипников из материала DU.
27. Допускаемые значенияpv, (кгс/см2)-(м/с) для подшипников из материала DU
Типовые случаи применения Вал из мягкой стали Вал из закаленной стали (НВ 540)
Продолжительность работы, ч
1000 10000 1000 10000
Упорные подшипники (подпятники) Направляющие Цилиндрические подшипники: с постоянной нагрузкой (фиксированной по отношению к положению втулки) с нагрузкой, вращающейся относительно втулки с фиксированной нагрузкой и возвратно-вращательным движением вала 8,8 4,25 5,65 8,8 10,6 4,25 2,1» 4,25 6,7 8,15 ' 10,6 4,6 8,8 10,6 И,7 5,3 2,5 6,7 8,5 8,5
В ГДР разработан и освоен промышленный выпуск металлофторопластового материала типа спрелафлон. Он представляет собой стальную ленту, на которую напрессован антифрикционный слой, содержащий фторопласт-4 (37%), свинец металлический (50%) и связующее фенольно-формальдегидной смолы (13%). При Удельной нагрузке 20 — 65 кгс/см2 и частоте вращения до 1000 об/мин, коэффициент трения без смазки составил от 0,1 (низкие Частоты) до 0,24 (высокие частоты), износостойкость ленточного материала в десятки раз превосходит износостойкость монолитного образца того же состава.
Все шире применяют ленточные материалы на тканевой, пленочной, войлочной, сетчатой и других основах, которые используют как полуфабрикаты для
147
chipmaker.ru
изготовления цельных Подшипников и уплотнений, облицовки рабочих поверхностей в металлических обоймах, для облицовки направляющих и т. д. Применяют бронзовую сетку, пропитанную фторопластом с различными наполнителями; фторопластовую ткань, в противоположную от поверхности трения сторону которой вплетают хлопчатобумажные нити, что дает возможность приклеивать ее фенолы-но-формальдегидной смолой к основе; фторопластовую пленку с одной стороны покрывают полувулканизировапным каучуком, после чего ее можно приклеить к облицовываемой поверхности прижатием с прогревом; фетр или войлок, который покрывают слоем фторопласта толщиной около 0,7 мм.
Углеграфитные материалы
Различают следующие основные типы антифрикционных материалов на основе углерода: углеродные — обожженные и графитированные (без пропитки и пропитанные металлами), графитопластовые, графитофторопластовые. Высокая тепло-, стойкость, хорошие антифрикционные свойства, высокая удельная теплоемкость и легкость механической обработки облегчают применение этого класса конструкционных материалов в узлах трения.
Углеродные и графитофторопластовые материалы. Антифрикционные углеродные обожженные материалы обладают повышенной твердостью и прочностью, но меньшей теплопроводностью (см. гл. 12), чем графитированные. Коэффициент термического расширения их ниже, чем у металлов, коэффициент трения равен 0,05-0,10.
С повышением температуры прочность на растяжение антифрикционных графитированных материалов значительно повышается (при температуре 2500сС она примерно в 2 раза выше, чем при 20сС), а коэффициент трения снижается в 3 раза.
Углеродные антифрикционные материалы химически стойки почти во всех кислотах (до температуры кипения кислоты), в растворах солей, во всех органических растворителях и ограниченно стойки в концентрированных растворах едких щело-' чей.
Величина износа при предельно допустимых удельных давлениях и скоростях в условиях сухого трения на воздухе при комнатной температуре за 100 ч работы
составляет, мкм:
Углеродные (обожженные и графитированные) материалы .......................... 50
Те же материалы, пропитанные металлами .................................... 30
Графитофторопластовыс......................................................... 30
Работоспособность углеродных антифрикционных материалов в значительной степени зависит от состава и влажности газовой среды. При наличии на поверхности трения пленок или капель конденсированной влаги износ и коэффициент трения углеродных антифрикционных материалов возрастают приблизительно в 10 раз, у материалов, пропитанных металлами, — в 2 раза.
После пропитки металлом углеродные материалы становятся непроницаемыми для жидкостей и газов при высоком давлении, повышается их прочность, а в отдельных случаях улучшается и работоспособность-при трении.
Графитофторопластовые антифрикционные материалы деформируются упругопластически. Эти материалы менее прочные по сравнению с углеродными, но они более плойые и непроницаемые по отнбшению к жидкостям и газам.
• Данные предельно допустимых значений удельного давления и скорости для различных марок антифрикционных материалов при работе в условиях трения на воздухе при комнатной температуре приведены в табл. 28.
। Материал марки АФГМ специально создан для работы в среде осушенных газов.
• При работе в жидких средах применяют только непроницаемые материалы: углеродные, пропитанные металлами, и графитофторопластовый марки 7В-2А.
Антифрикционные графнтопластовые самосмазывающнеся материалы представляют собой высоконаполненные композиции на основе порошковых углеродных
148
28. Предельно допустимые нагрузки и скорости для антифрикционных материалов
" Материал Рекомендуемый материал контртела р, кгс/см2 V, м/с
АО-1500 Перлитный чугун, хромовое покрытие 15-20 10
АО-600 10-15 10
АГ-1500 Стали всех марок и твердостей, хромовое 10—15 30
АГ-600 покрытие 10-12 20
АО-1500-СО5 Чугун, сталь, хромовое покрытие 25-35 15
АО-1500-083 35-40 10
АГ-1500-С05 Сталь, хромовое покрытие 20-25 25
АГ-1500-Б83 15-20 20
АГ-1500-БрСЗО 15-20 20
7В-2А 10-15 5
АФГМ Чугун, сталь 15-20 5
АФГ-80ВС Чугун, сталь, хромовое покрытие 10-15 5
29. Физико-механические свойства графитопластов
Параметры АМС-1 АМС-3 АМС-5
Плотность, г/см3 Прочность при сжатии, кгс/см2 при температуре, °C: 1,74-1,8 1,78-1,8. 1,3-1,45
20 1800-2100 80-1100 1400-1500
200 300-400 260-320 400 - 500
Прочность при изгибе, кгс/см2 500 - 700 250-350 1800 - 2000
Твердость по Бринеллю, кгс/мм2 40 35 35
Водопоглощение, % по массе 0,1-0,2 0,01 0,1
Удельная ударная вязкость, кгс см/см2 Коэффициент теплопровод! юсти, 3-7 3-5 30-40
ккал/м •ч °C Температурный коэффициент линей- 3-5 10-15 0,4-0,8
ного расширения а- 1051/°С Допустимая рабочая температура, °C, при продолжительности использования, ч: 3-5 3-5 3-5
> 1000 180 - 200 180-200 180-200
<100 270-350 270-350 270-350
Керосииопроницаемость, см3 см/(см2 • атм с) Интенсивность изнашивания при удельном давлении до 5 кгс/см2 и скорости 10'6 10"6 -
скольжения до 2 м/с, м/м — io-” 10 10
наполнителей сухих смазок, связанных смолами повышенной термостойкости. Эти материалы используют для- изготовления деталей узлов трения, работающих без смазки, а также работающих в воде, керосине, смазочных маслах и жидком кислороде.
Физико-механические свойства материалов АМС-1, АМС-3, АМС-5 приведены в табл. 29. Эти материалы обладают высокой механической прочностью, характерной для эпоксидных пластиков, высокой термостойкостью, характерной для пластмасс иа основе кремнийорганических смол, низким коэффициентом трения и высокой износостойкостью.
Коэффициент трения материалов АМС-1 и АМС-2 при изменении удельной нагрузки от 10 до 50 кгс/см2 при скорости скольжения 0,5 м/с уменьшается от 0,2—0,3 До 0,05-0,1. - -
149
. chipmaker.ru
Термостойкость материалов АМС-1 и АМС-3 при длительной эксплуатации достигает 180—200'С.
Материал АМС-3 рекомендуется для работы в воде, керосине и других средах, АМС-1 служит для узлов сухого трения с нормальной влажностью. Материал АМС-5 рекомендуется для. узлов трения в различных жидких средах, эксплуатирующихся при высоких удельных нагрузках.
Эти материалы применяют в торцовых уплотнениях, поршневых кольцах, сальниках кислородных насосов, кольцах воздухораспределительных устройств сигаретных машин и др.
Металлокерамические материалы
Металлокерамические изделия применяют для изготовления подшипников скольжения, втулок, вкладышей и других узлов трения, где необходимы высокая износостойкость и малый коэффициент трения. Широкое использование металлокерамики вызвано, во-первых, их хорошей газо- и жидкопроницаемостью, позволяющей создавать «самосмазывающисся» материалы, работающие в условиях загрязнения среды твердыми примесями, во-вторых, простотой технологии изготовления деталей, высокой производительностью и большой точностью.
Существующие металлокерамические материалы можно условно разделить на две группы.
1. Пористые сплавы на основе железа и графита (железографит), бронзы и графита (бронзографит), алюминия и графита (алюмографит). В некоторые материалы добавляют другие твердые смазки (нитрид бора, карбид вольфрама) пли вводят сернистые металлы WS2, MoS2, Cu2S, FeS, CoS, TiS2, SnS; основного металла содержится 88—99%, графита 0,3—4%, добавки составляют 1,5 — 10%.
2. Сплавы на основе железа, меди и других металлов, пропитанные различными пластмассами, обычно тефлоном или политетрафторэтиленом. Содержание полимеров 1,5 — 10%.
Отечественная промышленность выпускает железографит следующих марок: ЖГр-0,3; ЖГр-1; ЖГр-3; ЖГр-7; ЖГр-2Д2,5; ЖГр-1,5Д5; ЖГр-2Д10. В последние три марки для повышения антифрикционных свойств введен сульфид железа (15-10%). В марки ЖГр-1 Дс-3 добавляют 3% Cu2S, ЖГр-ЗЦС-4-4% ZnS.
Железографит используют при рабочем давлении не более 100-150 кгс/см2 и температуре до 150°С. Температурный коэффициент линейного расширения (9 ч- 11)10-61/°С. Коэффициент трения по стали без смазки и со смазкой 0,07-0,09.. Он отличается от остальных антифрикционных материалов чувствительностью структуры к изменению содержания графита и режимов технологии. Железографит с ферритной структурой имеет пониженную износостойкость. Наибольшей твердостью и прочностью обладает перлитная структура, содержащая около 1% связанного углерода и 1,5 графита.
Бронзографит обладает наименьшим допустимым рабочим давлением среди металлокерамических антифрикционных материалов (60 — 80 кгс/см2) и минимальным допустимым темпера турным диапазоном (60—80°С), минимальным коэффициентом трения 0,04 —0,07 (без смазки), 0,05 - 0,07 (со смазкой). Температурный коэффициент линейного расширения (12-17)10~61/°С. Свинцовистая бронза позволяет создать давление до 260 кгс/см2 и работает при температуре до 80°С. Коэффициент трения со смазкой 0,05.
Металлокерамические материалы, пропитанные полимером, например БРО10ФГ, БРО46ФГ (содержащие соответственно 5 — 10%, 0-1,5% фторопласта), позволяют расширить максимальную рабочую температуру до 150еС, .сохраняя допустимое рабочее давление, характерное для выбранного типа металлокерамики.
Углеметаллпческие материалы типа АО и АГ рекомендуется применять в условиях сухого трения в среде газов и водяного пара в паре с чугунными и хромированными поверхностями. Графитометаллические типа АГ — в паре с любыми сталями. Коэффициент трения у этих материалов 0,1—0,2. Износ пропорционален
150
30. Физико-механические свойства некоторых антифрикционных металлокерамических материалов
Марка Плотность, г/см3 Пористость, % Предел прочности, кгс/мм2 НВ
на сжатие на растяжение
ЖГр-1-20 ЖГр-2-20 6,0-6,3 17-23 14 -18 40-45 60-100
5,8-6,2 17-23 14- -16 38-42 50-80
ЖГр-3-20 5,5-6,2 17-23 12- -14 30-35 50-80
ЖГр-З-Д 5,7-6,2 22-27 25- -35 120-130 70-100
ЖГр-Дс-3 6,2-6,3 18-22 90-120 90-120
БрОГЮ-2 АЖГр-6-3 6,0-6,8 20-25 50-60 18-20
2,6-2,8 5-10 14-15 20-24
Ударная Коэффициент Допустимая Максимальная
Марка ВЯЗКОСТЬ, кге • м/см2 трения со смазкой пшири температура, кгс/см2, °C при v = 1 -г 3 м/с
ЖГр-1-20 0,3 -0,6 0,06-0,09 34-38 100-120
ЖГр-2-20 0,25-0,35 0,06-0,09 34-38 100-120
ЖГр-3-20 0,18—0,22» 0,04-0,06 40-45 100-140
ЖГр-З-Д ЖГр-Дс-3 0,4-0,8 0,4-0,5 0,04-0,07 50-70 80-100 120-150 до 150
БрОГЮ-2 — 0,004 -0,008 7 5-30 80-90
АЖГр-6-3 0,4-0,5 0,005-0,008 40-60 100-120
коэффициенту трения. Прочность на сжатие таких материалов составляет 800—1100 кгс/см2, в то время как для железографита она составляет 6000 — 8000 кгс/см2.
Алюмографиты содержат добавки в виде меди или железа. Например, алюмографит АЖГр-6-3 содержит 6% железа, в то время как АМГ-10—3 —10% меди. Они обладают сравнительно низким коэффициентом трения (0,005 — 0,008), минимальной среди металлокерамики плотностью 2,6—2,9 г/см3 и небольшими допустимыми удельными нагрузками 40 — 60 кгс/см2.
Основные физико-механические характеристики выпускаемых металлокерамических материалов приведены в табл. 30.
Расчетно-конструктивная оценка работоспособности узла трения
Определив материалы, которые по предварительным данным соответствуют техническим условиям, на следующем этапе целесообразно произвести расчетно-конструктивную оценку работоспособности узла трения. Прежде всего это связано с определением оптимальных габаритов узла трения и его конструкции. В зависимости от типа трущейся детали (зубчатое колесо, подшипник, уплотнение, контактная щетка, направляющая и т. д.) и основных требований технического задания, предъявляемых к детали, при проектировании обычно ее рассчитывают на прочность и деформативиость и проверяют на трение (тепловой режим) и износ, или, наоборот, производят оценку фрикционных параметров с одновременной проверкой деформационно-прочностных характеристик. Методы расчета конкретных деталей описаны в соответствующих главах настоящего справочника.
Важным элементом геометрического расчета является определение зазоров в сочленениях. Но при этом следует помнить, что повышенные требования к точности, с одной стороны, сопряжены с опасностью заклинивания при нагреве и механическом деформировании, с другой — резко повышают производственные расходы.
151
I chipmaker.ru
Рис. 2. Комбинированные конструкции полимерных и металлопо.шмерных зубчатых колес: а, б соответственно со спицевыми и торцовыми вентиляторными лопатками; в — зубчатое колесо-полу муфта; г — зубчатое колесо с плавающими спицами; д — варианты исполнения зубчатого колеса с радиально-податливой прокладкой из эластомера; е — зубчатые колеса с металлическими ступицами; ж — с подшипником скольжения
Производя оценку нагрузочной способности узла трения из выбранных материалов с целью определения оптимального варианта, следует помнить о больших возможностях повышения работоспособности за счет правильного выбора конструктивного исполнения трущейся детали и технологической подготовки поверхностей. Конструируемая деталь должна иметь определенную шероховатость рабочих поверхностей, усиления в соответствующих опасных местах, конструктивные элементы для смазки и удаления продуктов износа, при необходимости дополнительные' устройства для теплоотвода и т. д.
Рассмотрим это на примере комбинированных полимерных и металлополи-мерных конструкций.
Высокая технологичность пластмасс расширяет возможности изготовления комбинированных деталей, совмещающих функции, например, зубчатого колеса и вентилятора (рис. 2, а, б), используемого для охлаждения близлежащих подшипниковых узлов. Цельнолитое зубчатое колесо может быть оснащено поводковой муфтой для передачи крутящего момента (рис. 2, в). Повышенной работоспособностью отличается конструкция, выполненная в виде пластмассового зубчатого венца, совмещенного с подшипником скольжения (рис. 2, ж). Наличие между венцом и подшипником металлического вкладыша обеспечивает высокую стабильность размеров тонкостенной втулки подшипника и интенсивный теплоотвод из зоны трения.
Определенный интерес Представляет и конструкция колеса с упругоподатливым зубчатым венцом, допускающая повышенные радиальные перемещения венца в зо-
152
Рис. 3. Конструкции металлополимерных зубчатых колес с арматурой в виде:
а - гофрированной металлической ленты и проволоки; б — радиально расположенных пластин; в - пакета металлических дисков; г — зубчатого колеса с утоненными зубьями
не зацепления (рис. 2, г). Такой же эффект обеспечивает колесо с зубчатым венцом из пластмассы, соединенным с металлической ступицей через упругую прокладку из резины или другого эластомера (рис. 2, д). Конструкции колес с податливым зубчатым венцом обеспечивают многопарность зацепления и обладают повышенной несущей способностью.
Одним из перспективных путей повышения нагрузочной способности полимерных зубчатых колес и их эксплуатационных характеристик является использование металлических армирующих элементов, воспринимающих при работе основную часть передаваемой нагрузки. Указанные конструкции зубчатых колес позволяют сочетать прочность и жесткость металлической арматуры с высокими антифрикционньйии свойствами и демпфирующей способностью пластмасс.
Армированные металлополимерные зубчатые колеса обладают повышенной прочностью зубьев на изгиб, улучшенным теплоотводом и предназначены для применения в ответственных нагруженных узлах.
Наиболее широкое применение получили пластмассовые зубчатые колеса с металлическими ступицами, выполненные в виде втулок и дисков (см. рис. 2, е).
Для повышения прочности на изгиб зубьев используют арматуру, вводимую непосредственно в каждый зуб колеса. Зубья армируют гофрированной металлической лентой, усиленной металлическими кольцами (рис. 3, а) либо закрепленной на штампованном плоском диске с ободом; гофрированная металлическая лента может закрепляться на зубчатых выступах металлического диска; зубчатые выступы могут быть непосредственно выштампованы на цилиндрическом ободе.
Использование в конструкции зубчатого колеса арматуры в виде набора штампованных пластин, радиально расположенных и армирующих зубья по всей длине (рис. 3, б), позволяет значительно повысить прочность на изгиб и использовать конструкцию в нагруженных передачах. 1
Высокую прочность обеспечивает арматура в виде пакета штампованных из листового материала зубчатых дисков, которые соединяются между собой заклепками, сваркой или полимерным материалом, заполняющим предусмотренные в дисках отверстия (рис. 3, в).
Из существующих-конструкций мсталлополимсрных зубчатых колес наиболее простой по исполнению и технологичной является зубчатое колесо с полимерной облицовкой, наносимой на арматуру методом литья под давлением (рис. 3, г). Металлическая арматура представляет собой зубчатое колесо, толщина зубьев которого уменьшена по всей длине зуба на величину, равную толщине полимерной облицовки. Наиболее эффективным является смешанное адгезионно-механическое закрепление облицовки на арматуре, обеспечивающее передачу нагрузки на единицу' Ширины зуба, примерно в 1,5 раза большей, чем при механическом закреплении.
Эффективные методы адгезионного крепления облицовки базируются на использовании промежуточных адгезионных слоев (подслоев), представляющих собой
153
I chipmaker.ru
I
Рис. 4. Конструкции составных зубчатых колес:
а ~ с демпфирующим слоем из эластомера; б — с виброизолирующим несущим слоем из термопластичного полимера; в~— шлицевое соединение венца со ступицей через виброизоля-ционную несущую прокладку из резины; г — соединение венца со ступицей с помощью канавок, пазов, выточек: 1 — зубчатый венец; 2 — ступица; 3 — упругий элемент.
фосфатные пленки, наплавочные покрытия, получаемые из порошкообразного полимера, и т. д.
Наиболее высокие результаты получены при использовании подслоев, наносимых из растворов полимеров. Такой технологический метод позволяет получать металлополимерные соединения с прочностью, соответствующей когезионной прочности адгезируемого материала. При этом металлополимерные соединения получаются более устойчивыми к действию жидких сред и атмосферных факторов, обладают повышенной выносливостью.
Существенный эффект в снижении шума и вибраций дает использование составных зубчатых колес с упругими виброизолирующими элементами, размещенными между ступицей и зубчатым венцом. В качестве материалов для таких элементов в большинстве случаев используют пластмассы или резину.
Упругое соединение обода со ступицеД выполняют либо через стальные пластинчатые или цилиндрические несущие элементы в сочетании с демпфирующим слоем из эластомера (рис. 4, а) (в этом случае последний не участвует в передаче крутящего момента), либо непосредственно через несущий нагрузку виброизолирующий слой, размещенный в специально предусмотренном зазоре между ступицей и венцом. Во втором случае соединение венца со ступицей и передача вращающего момента осуществляются слоем полимера, заливаемого в соответствующие полости, образуемые сопрягаемыми поверхностями соединяемых элементов, причем полости могут быть выполнены в виде канавок, пазов, выточек требуемых размеров и формы (рис. 4, г), сопряженных резьбовых (рис. 4, б) или эвольвентных шлицевых профилей (рис. 4, в) и т. д. Передача с составным колесом менее чувствительна к погрешностям изготовления и монтажа, перекосам колес в процессе эксплуатации, она обеспечивает более равномерное распределение нагрузки по ширине зубчатого венца по сравнению с цельными стальными колесами.
Нагрузочная способность подшипников скольжения в значительной степени зависит от их конструкции и соотношения размеров основных элементов, определяющих распределение нагрузки по площади контакта, условия теплоотвода, демпфирующую способность и т. д. Подшипник, работающий в режиме прямой пары
154
7
8
(анти-
подачи термо-
Рис. 5. Конструкции комбинированных подшип- , ников скольжения: а — с автоматическим регулированием смазки; б — самоуплотняющийся; в — с регулированием подачи смазки
треиия но сравнению с обратной фрикционный материал наносится на движущиеся детали, например вал), обладает более высокой нагрузочной способностью и имеет меньшие потери на трение, Для машин с повышенным!# требованиями к точности подшипникового сопряжения целесообразно применять обратную пару, суммарный прирост диаметрального зазора в которой существенно ниже.
Современные тенденции в области конструирования подшипников скольжения
характеризуются созданием комбинированных конструкций, совмещающих различные функции, способные в определенных пределах авторегулировать режим трения. Примеры таких конструкций подшипников скольжения приведены на рис. 5 и 6. Например, повышение температуры в зоне фрикционного контакта может оыть полезно использовано для обеспечения автоматического регулирования подачи смазки на поверхность трения (рис. 5, а). Подшипник скольжения состоит из корпуса /, выполненного из термопластичного материала (полипропилена и т. п.), с помещенными внутри него антифрикционными вкладышами 2, изготовленными из наполненной прессованной древесины. В резервуары 3 для смазки, выполненные в теле вкладышей, встроены теплопроводные перфорированные трубчатые элементы 4, заполненные терморазлагающимся газообразующим веществом, например Са(НСО3)2. Теплопроводные элементы снабжены клапанами 5 для подзарядки газообразующим веществом и смазкой.
Применение терморазлагающихся газообразующих веществ позволяет обеспе-ть инертную атмосферу в узле трения и создает герметизирующее давление, кот ”а ₽ИС' 5’ ° приведена схема самоуплотняющегося подшипника скольжения, ta горь,й позволяет реализовать эффект избирательного переноса. Обеспечение Ния°*Г1ЛО,-,1СН1,Я узЛа тРения достигается путем использования сил (момента) трс- исизоежио возникающих между шейкой вала л вкладышами подшипника 155
chipmaker.ru
А-л
Рис. 6. Конструкции комбинированных подшипников скольжения:
а — демпфирующий с тонкослойным полимерным покрытием рабочей поверхности; б — с интенсифицированным теплоотводом; в — с наборными вкладышами из прессованной древесины •
и обеспечивающих смещение вкладышей в осевом направлении для прижима торцовых уплотнений и для управления работой датчиков сигнализации. При вращении шейки вала I вкладыши 2 стремятся повернуться относительно корпуса 3. При повороте вкладыши винтовой поверхностью скользят по подпружиненному шарику 4 или штифту 5 н перемещаются в осевом направлении, прижимая уплотнение 6 к крышкам 7 и создавая таким образом торцовое уплотнение. Осевое перемещение вкладышей постоянно компенсирует износ уплотнения и одновременно воздействует на датчики 8, которые предназначены для автоматической сигнализации об износе уплотнения или нарушении режима работы подшипника.
J56
Пример оригинального конструктивного решения задачи терморегулирования компенсации потерь смазки приведен на рис. 5, в. В данной конструкции теплота тления превращается в результате расширения термоэлемента 1 в механическую неогию, используемую для нагнетания смазки. Достоинство предложенной кон-тпукции — герметичность и автономность системы смазки.
Исследования показывают, что при использовании тонких полимерных пленок
вместо монолитных полимерных подшипников улучшается теплоотвод из зоны трения, увеличивается, грузоподъемность и снижаются потери на трение. Применение подшипников с полимерным покрытием позволяет реализовать значительно меньшие диаметральные зазоры в узлах трения, большие нагрузки и скорости, а также решить ряд других конструкторских задач.
Для малонагруженных узлов трения, работающих без дополнительной смазки, где по условиям работы требуется хорошая демпфирующая способность, например в узлах трения киносъемочной аппаратуры, центрифугах и т. п., предназначен подшипник скольжения с тонкослойным полимерным покрытием. Подшипник скольжения (рис. 6, а) состоит из корпуса 1, крышки подшипника 3 и гофрированного плавающего вкладыша 4, покрытого тонким слоем пластмассы 5 и установленного на шейке вала 2. Для.улучшения циркуляции смазки на рабочих и торцовых поверхностях вкладыша предусмотрены отверстия б. В процессе работы подшипника по мере изменения условий нагружения и эксплуатационных параметров скольжение происходит по внутренней или наружной поверхностям вкладыша. Предложенная конструкция подшипника скольжения отличается от известных тем, что опорный вкладыш выполнен в виде сильфона, с изгибом по боковым сторонам гофра. Под действием динамических нагрузок вкладыш деформируется, гася вибрации и обеспечивая оптимальные эксплуатационные условия работы.
Отличительной особенностью одной из разновидностей подшипника скольже
ния рассматриваемого типа является то, что втулка, напрессованная на опорную поверхность вала, армирована расположенными под углом к оси вала трубками, выходящими за торцовые поверхности втулки и имеющими на одном из концов лопасти в виде турбинных лопаток, служащих для создания направляемого потока охлаждающей среды. Такое выполнение улучшает теплоотвод и повышает долговечность подшипника. Подшипниковый узел (рис. 6, б) состоит из корпуса 1, крышки 2, вала 3, пластмассового вкладыша 4, армирующих трубок 5 с лопатками, масляной ванны 6 и воздушных клапанов 7. В зависимости от характеристик материала пластмассы и опорной поверхности корпуса подшипника подшипниковый узел может работать со смазкой или без смазки. С целью интенсификации теплоотвода по армирующим трубам 5 выходящие из торцов окончания трубок разворачиваются в лопатки с таким профилем и углом атаки, чтобы с одной стороны воздух или смазка нагнетались в трубки, а с другой создавали разрежение, способствующее интенсификации теплообмена. Таким образом, в работающем подшипнике при увеличении числа оборотов и тепловыделения автоматически интенсифицируется теплоотвод; в случае работы подшипника без смазки охлаждаемый воздух засасывается и выбрасывается в окружающую среду через клапаны 8. Диаметр армирующей трубки подбирают в зависимости от толщины вкладыша и режимов работы узла.
Широкое внедрение прессованной и модифицированной древесины интенсифицирует развитие работ по созданию наиболее совершенных конструкций подшипников и технологии их изготовления как для ремонтных целей, так и для массового автоматизированного производства.
Применение подшипников скольжения из прессованной древесины в виде монолитных втулок, особенно крупногабаритных, связано с малым коэффициентом использования высококачественной древесины, большими затратами на механическую обработку и изготовление дорогостоящей оснастки. Учитывая специфику Работы подшипников из прессованной древесины предложено оригинальное конструктивное оформление узла трения (рис. 6, в). Подшипник состоит из корпуса 5,
157
chipmaker.ru
наборных вкладышей. 1 прямоугольной формы из самосмазывающейся прессованной древесины, бандажа 2 из термопластичного материала, полимерных связей 4 и боковой облицовки 3 из термопластичного материала.
Упругая фиксация вкладышей в осевом и радиальном направлениях позволяет снизить напряжения в узле при динамических и температурных воздействиях. Наружная поверхность подшипника может иметь заданную конфигурацию, зависит от конкретных условий применения подшипника и определяется формой матрицы пресс-формы. При изготовлении таких подшипников вкладыши из прессованной древесины со свободными допусками на геометрические размеры устанавливают на торец в пазах специальной пресс-формы и заливают под давлением термопластичным полимерным материалом, при этом на внутренней поверхности подшипника между наборными вкладышами формуются канавки для аккумулирования смазки и осаждения продуктов износа и абразива.
Опыт эксплуатации наборных подшипников из прессованной древесины пока зал, что они обеспечивают работоспособность в абразивно-агрессивных средах в диапазоне скоростей 0,25 — 1,0 м/с и нагрузок до 40 кгс/см2.
Окончательный выбор материала
Основным критерием окончательного выбора материала для соответствующей тру-шейся детали являются результаты опытно-промышленной проверки. Но перед опытно-промышленными испытаниями отобранные в процессе предварительных оценок материалы необходимо экспериментально исследовать в стандартных и максимально приближенных к эксплуатационным условиях. Такие испытания позволяют существенно сузить круг возможных для использования в заданных условиях материалов.
Применяемые стандартизированные методики дают возможность дать сравнительную оценку с минимальными затратами времени и средств рассматриваемых материалов, результаты которой в большинстве случаев недостаточны для решения вопроса о применимости материала в реальном узле трения. Нужно помнить, что в зависимости от выбранной схемы испытания можно получить на идентичных образцах различные результаты. Поэтому, производя лабораторную оценку фрикционных свойств- материалов, следует выбирать схемы взаимодействия образцов и нагрузочно-скоростные режимы и параметры среды, близкие к эксплуатационным в соответствии с методами моделирования.
Следующим этапом выбора материала для трущихся деталей является испытание натурных образцов в условиях, наиболее близко имитирующих эксплуатационные. Его результаты являются основной характеристикой возможности изготовления партии образпов для проведения опытно-промышленной проверки, которая даст окончательный ответ — в каком конструктивном исполнении и из какого материала деталь трения будет использована в проектируемой или модернизируемой машине, механизме или приборе.
Список литературы
1. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного трения. М., Физматгиз, 1963, 472 с.
2. Белый В. А., Довгяло В. А., Юркевич О. Р. Полимерные покрытия, Минск, «Наука и техника», 1976, 416 с.
3. Вайнштейн В. Э., Трояновская Г. И. Сухие смазки и самосмазывающнеся материалы. М., «Машиностроение», 1968, 178 с.
4. Виноградов Г. В. Антифрикционные полимерные материалы. — В кн.: Энциклопедия полимеров, т. 1. М., «Советская энциклопедия», 1972, 1224 с.
5. Гриб В. В., Кутейиикова 3. А., Симонов Г. А. Твердые смазки и самосмазываюшиеся материалы для узлов трення приборов времени, «Обзорная информация», вып. 2. М-, 19.72, 41 с.
6. Коршак В. В. Термостойкие полимеры. М, «Наука», 1969. 410 с.
158
7 Крагельский И. В. Трепне и износ. М., «Машиностроение», 1968, 480 с.
8 Курицына А. Д., Истомин И. П. Композиционные материалы и покрытия на базе фторо-ласта-4 для сухого трения в подшипниках скольжения. C-IX «Новые материалы в машиностроении». М. 1971. !
9. Материалы в машиностроении. Справочник под общей ред. И. В. Кудрявцева, т. 5, под ред В. А. Попова. С. И. Сильвестровича и И. Ю. Шейдемана. М., «Машиностроение», 1969, 534 с.
10. Мошков А. Д. Пористые антифрикционные материалы. М., «Машиностроение», 1968, 207 с.
11. Технико-экономическая эффективность и опыт использования пластмассовых деталей механического привода. Минск, БелНИИНТИ, Госплан СССР, 1976, 55 с. Авт.:. Коновалов Э. Я, Лапицкий И. М.; Старжинский В. Е., Щербаков С. В.
12. Трение и износ материалов на основе полимеров. Минск, «Наука и техника», 1976, 432 с. Авт.: Белый В. А., Свириденок А. И., Петроковец М. И., Савкин В. Г.
13. Семенов А. П., Савинский Ю. Э. Металло-фторопластовые подшипники. М., «Машиностроение», 1976, 192 с.
14. Справочник по пластическим массам. Под ред. В. М. Катаева, В. А. Попова, Б. И. Сажина М., «Химия», 1975, т. I, 448 с., т. И, 568 с.
15. Энциклопедия неорганических материалов. Киев, «Наукова думка», 1977. Т. 1, 840 с, Т. 2, 813 с.
16. Ясь Д. С., Подмоков В. Б., Диденко Н. С. Испытания на трение и износ. Киев, «Техника», 1971, 148 с.
17. Tribology. Handbook. Ed. by M. J. Neale, Butterworths, London, 1973, p. 557.
chipmaker.ru
Глава 6
Металлы в узлах трения
Структурное превращение при трении металлов
Общие положения
В современном машиностроении большинство элементов узлов трения изготовляют из металлов. По мере развития техники может измениться технология обработки, применяться различные комбинации с неметаллами, но в обозримом будущем металлы остаются основным материалом узлов трения. Это объясняется тем, что металлы, как правило, больше других материалов удовлетворяют сочетанию разнообразных требований к условиям службы трущихся поверхностей. К преимуществам можно отнести сравнительно благоприятное сочетание прочности и пластичности, способность образовывать различные виды соединений с одним или несколькими элементами и др. В зависимости от химической природы элементов и условий, в которых находится система, металлы могут образовывать между собой, а также с неметаллами твердые растворы, эвтектические смеси и химические соединения. Каждая из этих комбинаций обладает различными свойствами и, в частности, различными фрикционными характеристики.
Структура и свойства
Свойства металлов определяются их электронным строением и структурой. В современном металловедении термин структура является весьма широким: он включает фазовый состав, тип и характер кристаллической решетки, число и характер распределения дефектов кристаллической решетки (субструктуру).
Износостойкость металлов также в большой мере зависит от структуры, от совокупности свойств отдельных микрообъемов, характеризуемых разными структурными составляющими. При этом большое влияние оказывает превалирующий тип этих составляющих, их количество, морфология и взаимное расположение.
Характеристики основных структурных составляющих стали и чугуна приведены в табл. 1.
Чаще всего с увеличением содержания углерода возрастает твердость и износостойкость сплавов.
Как видно из табл. 1, каждая из структурных составляющих обладает различным набором свойств, которые должны быть учтены при выборе технологии обработки металла узла для разных режимов работы на трение.
Важной характеристикой износостойкости металлов является тип кристаллической решетки и ориентация направления скольжения при трении по отношению к различным кристаллографическим направлениям. В целом совокупность структурных составляющих, анизотропия свойств кристаллов, примесей и дефектов, наряду с природой металлов и внешними условиями, определяют физические, механические и технологические свойства металлов и сплавов.
Упрочняющая обработка
Металлы непосредственно в состоянии поставки чаще всего ие обладают необходимым для сопротивления износу комплексом свойств.
160
1. Характеристики структурных составляющих металла (стали и чугуна) и их влияние на работу узлов трения |3, 16)
* Б. 2 л а Характеристика Твердость Влияние структурной составляющей на износостойкость
Дополнительные подразделения составляющих HV
1 € < < Твердый раствор углерода в а-железе 1. Чистое железо и феррит в углеродистой стали 2. Легированный феррит 50т-135 100-270 При наличии ферритной основы сталь и. чугун имеют невысокую твердость и малую износостойкость
С Твердый раствор углерода в у-железе В легированной стали 150-220 Отличается склонностью к упрочнению при холодной пластической деформации. Отсюда сплавы с аустенитной основой, несмотря на невысокую твердость, обладают износостойкостью в условиях удара, сильного смятия и пластической деформации.
! Л г 3 з 3 э. Химическое соединение железа С углеродом — цементит (6,67% С), а при легировании — химическое соединение железа с углеродом и легирующими элементами 1. Цементит 2. Сложные карбиды в легированных сталях 1000-1150 1100-1300 В зависимости от условий образования имеют разную морфологию и дисперсность. Входя в состав ферритио-карбид-ной смеси (перлита), карбиды оказывают определяющее влияние на износостойкость стали и чугуна
□в J Ферритно-цемен-титная смесь Перлит бывает: зернистый пластинчатый сорбитообразвыи сорбит троостит 160-190 190-230 230-260 250-300 300-400 С увеличением, в структуре количества карбидов повышается твердость и износостойкость сплава. Структуры с гла-спшчатым перлитом более износостойки, чем при зернистой форме карбидов.
f Мартенсит Пересыщенный твердый раствор углерода в а-железе, образовавшийся в результате бездиф-фузионного превращения В углеродистой и легированной стали 800 —900 Отличается высокой твердостью и прочностью; служит основой многих износостойких железоуглеродистых сплавов
1 Кристаллическая модификация углерода В чугуне встречается в виде трех разновидностей: пластинчатый хлопьевидный шаровидный Низкая Включения графита оказывают влияние как смазка, уменьшающая трение
161
Продолжение табл.
Твердость
Характеристика
Дополнительные подразделения составляющих
HV
- Влияние структурной составляющей на износостойкость
Механическая смесь
1. Графитная (феррит + графит)
2. Фосфидная [перлит + фосфид (Fe3P) + + цементит]
3. Карбидная (цементит + перлит)
130
775
900-1000
Примечание. В таблице приведены ориентировочно — относительные данные твердости. Твердость структурных составляющих зависит от содержания в них углерода и легирующих элементов.
В современной .технике при изготовлении металлических элементов узлов трения чаще всего прибегают к различным видам упрочняющей обработки. К их числу относятся термообработка, термохимическая обработка, поверхностное деформационное упрочнение и др.
Ниже приведены основные виды термической обработки, применяющейся для Металлов, идущих на изготовление узлов трения [2, 10, 24, 25].
Отжиг — получение равновесных (устойчивых) структур при охлаждении с температур выше температуры точки Ас3 или в интервале превращений, длительной выдержки при этих температурах и [медленного охлаждения с заданной скоростью. Отжиг приводит к изменению дисперсности фаз и значительному повышению равновесности структуры ферритно-цементитной смеси, снижению твердости и повышению пластичности и вязкости. Применяют для подготовки структуры металла к последующей термообработке (закалке), для снятия внутренних напряжений, улучшения обрабатываемости стали. В случае диффузионного отжига — для выравнивания химической неоднородности стали.
Нормализация — нагрев до температуры на 30—50°С выше Ас3, выдержка при этой температуре и последующее охлаждение на спокойном воздухе. Приводит к размельчению структуры низко- и среднеуглеродистой стали и повышению ее механических свойств. Часто применяют как операцию подготовки структуры к последующей закалке и иногда (для изделий малого сечения) после цементации вместо первой закалки.
Закалка — получение неравновесных структур в результате превращения аустенита при резком его переохлаждении со скоростью выше критической. Закалка осуществляется путем нагрева металла до температуры, находящейся в критическом интервале температур или выше верхней критической точки Ас3, выдержки при данной температуре и быстром охлаждении. В результате закалки образуются неравновесные структуры Мартенсита, троостита и ряда промежуточных структур. Их образование зависит от состава стали, скорости охлаждения и от присущей данному сплаву температуры конца мартенситного превращения — от положения точки Мн. Применяют с целью получения высокой твердости и других механических и физических свойств. Для большинства деталей и изделий закалке сопутствует последующий отпуск. Закалку широко используют для деталей, работающих на трение и износ.
Отпуск — нагрев и выдержка закаленного металла^ или деталей из него ниже температуры критической точки Лс4 (ниже интервала превращений), выдержка при этой температуре и последующее охлаждение. В результате неустойчивые
162
сТруктуры закалки переходят в бблее устойчивые. В результате Этого получают пебуемые механические свойства или снимают внутренние напряжения.
1 Искусственное старение — нагрев и длительная выдержка деталей при низких температурах (преимущественно 150 — 180°С). Происходит изменение свойств стали и сплавов за счет внутренних процессов без существенного изменения микроструктуры. Применяют для деталей и инструмента с целью упрочнения и стабилизации размеров.
Обработка холодом — глубокое охлаждение деталей после закалки. Происходит дополнительное более полное превращение остаточного аустенита в мартенсит. Применяют для повышения твердости, выносливости, износостойкости и стабилизации размеров ряда закаленных сталей.
Кроме термической обработки применяют также термомеханическую обработку двух видов. При совмещении деформаций при повышенных температурах с термообработкой (ТМО) металл приобретает повышенную прочность и износостойкость по сравнению с обычной термообработкой.
Низкотемпературная термомеханическая обработка (НТМО) заключается в деформировании переохлажденного аустенита в области его высокой устойчивости и его последующей закалке. Этот вид обработки повышает твердость, контактную выносливость, стойкость против саморазупрочнения при температуре до 500'С. Применяют для высоколегированных шарикоподшипниковых сталей.
Упрочнение металлов и сплавов обусловлено усилением всех связей между атомами или наиболее слабых связей, лимитирующих прочность кристаллических тел. Происходящие при этом изменения энергии, длины и характера химической связи сопровождаются малыми изменениями атомных радиусов, межплоскостных расстояний и периодов кристаллической решетки. Указанные величины меняются при изменении температуры и давления, что приводит к весьма эффективному изменению прочности и других физических свойств, особенно в многокомпонентных гетерофазных сплавах при возникновении различных форм сопряжения одинаковых или разнотипных кристаллических решеток. В таких случаях физические свойства сплавов не являются средневзвешенными величинами индивидуальных свойств отдельных компонентов или структурных составляющих, а определяются сложными законами взаимодействия, приводящими к изменению энергии.
В практике в зависимости от условий трения и других требуемых свойств изделий часто осуществляют термообработку, включающую несколько последовательно применяемых указанных выше операций.
Так, например, применение: 1) отжига, закалки, отпуска, или 2) двойной закалки от разных температур с последующим после каждой отпуском, или 3) цементации с последующей закалкой и т. д., или 4) особых комбинаций механической и термической обработок и пр. В результате таких обработок достигают получения оптимальной структуры и свойств, удовлетворяющих требованиям конструктивной прочности изделия с включением требований по их износостойкости.
Вторичные процессы при трении
При трении структура металла активного слоя, а следовательно, и его свойства изменяются. Это обусловлено самой природой внешнего трения, при котором имеет место пластическая деформация, переход механической энергии в тепловую и пр. В результате этого может осуществляться мгновенный местный нагрев металла поверхности трения, а при выходе из контакта — охлаждение. По Б. Д. Г резину для слоя толщиной 100 мкм скорость нагрева при трении и скорость охлаждения соответственно составляют 4- 105 — 104°С/с и 103 — 104 С, с.
В зависимости от сочетания процессов механического и термического воздействий и степени их интенсивности в структуре может иметь место целая гамма переходов ай у<- К и, в частности, выпадение или расгворсние избыточной фазы, оыстро просекающие диффузионные процессы, способствующие местному измене
163
chipmaker.ru
нию химического состава, и в результате этого вторичная закалка или отпуск, процессы рекристаллизации, коагуляции и коалесценции карбидов и др. Часть этих процессов, как, например, рекристаллизация и коагуляция, приводят к снижению износостойкости металла. Из-за очень малого времени, в течение которого происходит нагрев и охлаждение при трении, могут образоваться промежуточные неравновесные структуры («белая зона» и др.), характеризующие особо напряженное состояние. При этом происходит не только изменение структуры и свойств в отдельных микрообъемах, но и, как следствие этого, часто изменение самого процесса трения. '
Таким образом, износостойкость металла определяется не только структурой металла в исходном* (до трения) состоянии, но и структурой, формирующейся в результате совокупности единичных процессов, происходящих при трении [15].
Основные вторичные структуры, образующиеся при трении, приведены в табл. 2.
2. Вторичные структуры в активном слое
Структура Краткая характеристика
Вторичный аустенит Образуется в процессе трения преимущественно, на базе исходной мартенситной структуры и часто при наличии остаточного аустенита. Обладает более высоким параметром решетки, чем исходный (до трения) аустенит (по Б. Д. Грозину для стали У10 составляет 3,601 — 3,610 А), и более высокой микротвердостью
Вторичный мартенсит «Белая зона» Продукт распада вторичного аустенита. Обладает более высокой трави-мостью, чем исходный мартенсит; микротвердость ’ порядка 850— 925 кгс/мм2 н выше Структура, образующаяся при локальном импульсном силовом и тепловом воздействии. Обладает нетравимостью в обычных реактивах и высокой микротвердостью порядка 900 — 1300 кгс/мм2 и выше
Пр имечание. Твердость вторичных структур зависит от типа и дисперсности исходной (до трения) структуры, от режима и интенсивности трения и от химического состава стали (содержания углерода и легирующих элементов).
Большое значение имеет процесс возникновения, разрушения и воспроизводства на поверхности трения вторичных образований в виде окислов.
В результате взаимодействия активных пластически деформированных (текстурированных) поверхностных слоев металла с кислородом воздуха или смазки, адсорбирующейся на поверхности, образуются химически адсорбированные пленки, пленки твердых растворов или химические соединения металла с кислородом. Удаление их с поверхности трения протекает как стационарный процесс .динамического равновесия разрушения и восстановления окисных пленок [11], при этом отделение частиц износа наступает в результате многократных повторных нагружений единичных фрикционных связей. Состав окислов, образующихся при трении, приведен в табл. 3,
3. Состав и температура возникновения окислов, образующихся при тренин |15|
Окисел Температура образования, С Микротвердость, кгс/мм2 Окисел Температура образования, С Микротвердость, кгс/мм2
а - Ге, О, 7 - Fe2O3 200 200 1000 а — Fe2O3 + + Fe3O4 Fe3O4 + FeO . 400-570 570 500 300
164
В целом ряде случаев в зависимости от конструкции узла трения на рабочей поверхности задерживается некоторое количество продуктов трения — частиц износа. Эти частицы, с одной стороны, могут сами деформироваться, с другой — влиять на ход процесса.
Иногда это влияние может оказаться довольно значительным. В табл. 4 показан примерный состав частиц продуктов износа [23].
4. Фазы, обнаруженные (+) в частицах износа при треннн стали 45
Условия испытания а — Fe а - Fe2O3 7 - Fe2O3 Fe3O4 у - Fe2O3 х х Н2О Fe3C
Трение на воздухе, Г=293К + + + +
Трение в вакууме: 7= 293 К + + __ + +
Т=77К + + — — +
Примечание, a-железо обнаружено рентгеноструктурным методом; остальные фазы установлены методом электронной микродифракини.
Основные методы исследования структуры
Для исследования металла поверхности трения в настоящее время применяют в основном физические методы, приведенные в табл. 5.
5. Современные физические методы исследования структуры металлов [14, 22].
Метод Краткое описание
Оптическая металлография Исследования в светлом и темпом поле с целью качественного определения фазового состава сплавов; определение количественного содержания фаз, размера, формы и распределения выделений (диапазон увеличений 100— 2000 крат).
Микротвердость В дополнение к оптической металлографии служит для идентификации различных фаз в сплаве, а также для определения степени упрочнения каждой из фаз в исследуемой системе
Ренттенострук гурный анализ Прямой метод определения фазового состава сплава (в основном фотометодом): исследования тонкой структуры металла (с помощью дифрактометра), т. е. определение степени совершенства кристаллитов, их преимущественной ориентировки, детальное -изучение структурных изменений, протекающих в сплавах при их термической
и механической обработке
Электронография Применяют с той же целью, что и реитгеиоструктурный анализ, однако дает информацию о более тонких слоях (для металлов менее 1000 А). Для исследования тонких пленок и утоненных фолы применяют метод «на просвет», для которого инструментальная погрешность меньше, чем для метода «на отражение», однако последний позволяет исследовать массивные объекты без предварительного препарирования
Электронная микроскопия Обладает высокой разрешающей способностью, позволяющей прн соответствующей подготовке наблюдать изменения структуры на уровне, близком к атомарному. Позволяет применять большие увеличения до 100000 крат и более.
165
chipmaker.ru
Продолжение табл. 5
Метод Краткое описание
Рентгено-спектральный микроанализ Исследование с применением реплик дает детальную информацию о микроструктуре металла, невыявляемой оптическим микроскопом, строении дисперсных структур и, в частности, структур закалки, о их распределении и тем самым в ряде случаев позволяет установить качественную и количественную связь между структурой и свойствами металла или поведением его в эксплуатации. Электроннофрактографическое исследование может дать информацию о стадии разрушения и даже о его протекании. Применение сканирующего электронного микроскопа позволяет проводить непосредственное исследование образцов (без применения реплик), а при наличии соответствующего приспособления — распределение химических элементов на поверхности объекта. Дифракционная электронная микроскопия является прямым методом исследования фазового состава тонких пленок и утоненных металлических фолы. В дополнение к аналогичному методу электронографии она позволяет идентифицировать каждую фазу в данном сплаве и дает информацию о тонкой структуре реального металла, т. е. позволяет изучать структуру границ зерен, исследовать дислокационные реакции, взаимодействие дислокаций с различными фазами сплава Позволяет исследовать распределение различных химических элементов в материале при разрешении порядка нескольких микрометров. Это важно для решения большого числа металловедческих задач, таких как изучение микросегрегации и идентификации включений и выделений в технических сплавах
Метод HeitpepbiBiioro рентгенографирования Одна из разновидностей метода рентгеноструктурного анализа, приспособленная для исследования трущихся поверхностей. При съемке оборудование может быть приближено к активной поверхности и фиксировать состояние металла в момент, непосредственно следующий за моментом выхода данной точки рабочей поверхности из зацепления. Позволяет фиксировать (фотометодом или с применением ионизационного счетчика) структуру материала в состоянии, близком к тому, в каком он находился непосредственно в процессе трения и перед началом интенсивного охлаждения при выходе из контакта
•Метод масспектромет-рии Использование газовыделення в качестве индикатора процессов, происходящих на фрикционном контакте
Рекомендации
Механические свойства и примеры применения конструкционных металлов приведены в работах [16, 18].
Мероприятия по повышению износостойкости должны быть направлены на уменьшение молекулярного и механического компонентов силы трения. Для этого в практике используют следующие положения.
1. При конструировании новых материалов целесообразно создание структуры (типа Шарпи), предусматривающей для локализации схватывания наличие твердых частиц, распределенных в сравнительно мягкой матрице.
2. Для деталей, работающих при твердости выше HRC 50, оптимальной является структура отпущенного мартенсита. При твердости ниже HRC 50 лучшей износостойкостью обладают сталь со структурой троостита закалки (лучше игольчатого троостита).
3. Для тяжело нагруженных деталей, подвергающихся цементации и закалке с низким отпуском, недопустимо наличие сплошной карбидной сетки по границам
166
зерен. В этом случае после цементации и перед закалкой рекомендуется проведение дополнительной термообработки — нормализации.
4. Процесс термообработки и соответственно выбор структуры и субструктуры стали должен разрабатываться так, чтобы обеспечить наличие в металле, наряду с прочностью, запаса пластичности, что повышает ее сопротивление накоплению пластической деформации и местному разрушению. В этом свете должен быть'рассмотрен вопрос о допустимом количестве остаточного аустенита в структуре.
Для целого ряда случаев оптимальным является сочетание «ненаклепанной» •у-фазы с «наклепанной» а-фазой.
Повышение износостойкости химико-термической обработкой металлов
Характеристика процессов
Улучшение антифрикционных свойств металлов и повышение их износостойкости методами химико-термической обработки (ХТО) осуществляют путем диффузионного насыщения поверхностей или модифицирования их соединениями химически активных элементов с использованием химических реакций.
ХТО может осуществляться в твердых, жидких и газовых средах. Длительность процесса зависит от химического состава используемой среды и температуры. По характеру процесса и по получаемым результатам ХТО металлов делятся на две основных группы.
1. ХТО, применяемые для повышения износостойкости за счет повышения поверхностной твердости трущихся деталей. К числу таких видов обработки относятся широко применяемые процессы цементации, азотирования, цианирования, борирования и др.
Эти виды ХТО применяют в первую очередь для повышения сопротивления абразивному изнашиванию.
2. ХТО, предназначенные в основном для улучшения противозадирных свойств металлов за счет создания тонких поверхностных слоев металлов, обогащенных химическими соединениями с активными элементами и предотвращающих схватывание и задир при трении. К числу таких видов обработки относятся сульфидирование, сульфоцианирование, селенирование, теллурирование, обработка в иодисто-кадмиевой соляной ванне. При этих видах обработки твердость поверхности не повышается или почти не повышается, их действие заключается в снижении коэффициента трения и локализации начинающегося задира. Эти виды ХТО используются в тех случаях, когда пары трения работают на режиме, близком к заеданию, а также там, где применение смазки невозможно или ограничено' [5, 13].
Виды ХТО и их применение
Цементация. Применяют для низкоуглеродистой нелегированной и легированной стали с содержанием 0,08—0,30% С. Концентрация углерода в цементованном слое обычно составляет 0,8 —1,0% и зависит от марки стали.
Поверхностная твердость после цементации с последующим низким отпуском при 170 — 200°С в течение 1—2 ч для углеродистой стали составляет HRC 60 — 64, а Для легированной стали HRC 58—61 (табл. 6).
После цементации и закалки детали из легированной стали целесообразно подвергать поверхностному наклепу, позволяющему добиваться превращения остаточного аустенита в мартенсит. После термообработки цементованный слой должен иметь структуру мелкоигольчатого мартенсита с мелкими глобулами карбидов и небольшим количеством остаточного аустенита. Такая структура благоприятна Для получения повышенной износостойкости [16].
167
chipmaker, ru
6. Виды цементации швкоуг.тероднстой и легированной стали
Вид Состав среды . Температура, °C Продолжительность, ч Глубина слоя, мм
Газовая Смесь эндогаза и городского газа: 16-20% СО; 12-16% СН4 + + С,Н6; 30-40% Н,; 20-30% N 950 6-12 0,6-1,4
Природный газ, сжиженные про-пано-бутановые смеси 910 930 2-3,5 8-9 0,8-1,15 1.0-1,2
В твердом карбюризаторе 70—76% древесного угля; 20—25% углекислого бария; 3,5% углекислого кальция (ГОСТ 2407—73) 920 - 930 5,5-16,0 0,6-1,8
Карбюризатор полукоксовый; 10— 15% ВаСО,; 3,5% СаСО, (ГОСТ 5535—76). Зернистость 3,5—10 мм. Влажность <5—6%
Жидкостная Солевая ванна состава: 78—85% Na2CO3 (или К,СО3); 10-15% NaCl и 6—8% SiC (карборунда) 880-900 0,5 0,15-0,20
Низкоуглеродистые цементированные стали применяют для малонагруженных деталей: поршневые пальцы, вилки тяг, кулачковые валы, червяки, шестерни с максимальным сечением до 25 мм; легированные стали применяют для таких же деталец, более нагруженных и с сечением до 35 мм; легированные стали повышенной прочности — для ответственных шестерен, испытывающих удары с максимальным сечением до 75 мм; легированные стали высокой прочности для особо ответственных шестерен при тяжелых условиях работы с сечением до 120 мм.
Азотирование обеспечивает обогащение нитридами поверхностного слоя на глубину 0,25—0,7 мм, в пределах которой повышается поверхностная твердость до HV 500— 900. Это обеспечивает повышение износостойкости, сопротивление эрозии и кавитации. Вместе с тем азотированный слой обладает повышенной хрупкостью. При длительном повышении температуры до 400 — 500°С азотированный слой структурно-нестабилен.
Азотирование ведет к некоторому изменению размеров деталей, которое можно учесть соответствующим припуском.
Режимы азотирования для разных сталей, а также области применения процесса и выбор марки стали и режима ХТО в зависимости от типа деталей приведены в табл. 7.
Нитроцементация и цианирование. Эти процессы имеют преимущество по сравнению с газовой цементацией по скорости насыщения. При этом поверхностный слой получается более износостойким благодаря наличию азота и более мелкому зерну. Цианирование в солевых ваннах выгодно по скорости процесса, однако имеет существенный недостаток: наличие ядовитых Солей требует ряда предосторожностей со стороны обслуживающего персонала.
Режимы нитроцементации и получаемый эффект для разных сталей приведены в табл. 8, а цианирования в табл. 9.
Структура поверхностных слоев, получающихся после высокотемпературного цианирования, отличается наличием карбонитридной зоны или включениями карбонитридов. У остальных деталей, прошедших низкотемпературное цианирование, происходит в основном насыщение азотом с незначительным слоем карбонитридов.
168
7. Режимы и результаты азотировании типовых деталей из различных сталей
Марка Режимы азотирования Результаты азотирования Типовые детали
Минимальная поверхностная твердость HV Глубина слоя, мм
Температура, ‘С Продолжительность, ч
38ХМЮА 510 35 0.30-0,35 Детали турбостроения, мо-
510 55 0,50-0,55 торостроения, приборостро-
540 35 950 0,45-0,50 ения: штоки клапанов паро-
540 42 0,50—0,70 вых турбин, гильзы цилиндров ДВС; втулки, пальцы.
480 0,25-0,35 валики, шестерни, шпиндели
38ХМ 25 600 И др.
35ХМ, 34М1А 520 10 0,25-0,35
40Х 500 48 450 0,45-0,50 Валы, зубчатые колеса и др.
20X13 530-580 20 800 0,25-0,27 Детали, подвергающиеся
550 55 — ударным нагрузкам (клапаны и др.)
08X18Н ЮТ 600 75 700 0,20-0,40 Крепежные и другие детали,
560 50 — 0,15 работающие при повышен-
600650 5 — 0,1 ных температурах
34ХН1М 510 25 Детали с высокими прочно-
530 10 600 0,45-0,50 стными свойствами крупных сечений
34XH3M 500 50
38ХНЗМФА 445 50-65 0,50-0,60
495 70
35НХ1М2Ф 505 20 Коленчатые валы, клапаны,
36ХН1МФ 560 30 480 0,50-0,60 шатуны, болты, шестерни
40ХНМА 500 50
45ХНМФ 500 50 550 0,45-0,50
38XH3BA 500 50
18Х2Н4ВА 500 55 650 0,45-0,50 Ответственные детали высо-
30Х2Н2ВФА 500 35 0,25-0,30 кой прочности и вязкости, работающие при повторно-
переменных нагрузках: коленчатые валы, зубчатые tfd-
леса, шатуны, пальцы
30ХВА 500 55 650 0,5-0,55
25Х5МА 530 36 800 0,35-0,45 Плунжеры и втулки
550 12 800 —
15X11 МФ 530 10 0,35-0,45 Лопатки соплового аппарат
15Х12ВМФ 580 18 HRA 82,5 0,30-0,35 та, штоки, втулки, работаю-
(ЭИ802) щие до 560'С
4Х14Н14В2М 570-630 25-35 750 0,1-0,2 Детали арматуры, клапаны
(ЭИ69) ДВС, крепежные детали, работающие до 600°С
169
1 chlpmaker.ru
8. Процессы нитроцементации конструкционной стали
Состав газовой среды Марка стали Температура, СС Время обработки. ч Глубина слоя, мм Термообработка и твердость
Эндогаз 80—90%, природный газ 5 — 8%, аммиак 2,5-5% 25ХГТ 25ХГМ 850 850 5,25 9,0 0,5-0,7 0,8-1,0 Охлаждение в печи до 825“С, закалка в масле при 180'С, отпуск при 170°С, HRC > 60
Смесь паров керосина и аммиака 20Х 18ГТ 18Х2Н4ВА 850 3-4 0,6-1,0 Закалка непосредст- венно из печи, HRC 52-62
Продукты распада триэтаноламина Стали 10 и 20 840 3 .0,35 HRC > 60
Продукты пиролиза триэтаноламина Среднеуглеродистые стали 600 6-10 0,15-0,40 Микротвердость поверхности: стали 45 Н 290 стали 30Х2НВФА Я 560
9. Режимы цианирования конструкционной стали
Состав ванны Температура обработки, °C Длительность процесса, ч Глубина слоя, мм
* Высокотемпературное цианирование
Для цианирования на небольшую глубину: а) при расплавлении 50% NaCN; 50% NaCl; в рабочем составе: 20—25% 840 0,5 1,0 0,1-0,15 0,15-0,25
NaCN; 20-25% NaCl; 20 - 50% Na, СО, 870 0,5 1,0 0,5 1,0 0,20-0,25 0,25-0,30 0,15-0,20 0,20—0,30
б) при расплавленшт 9% циан — сплав ГИПХ, 36% NaCl; 55% СаС12, в рабо-чем составе; CN 0,4—1,0% 840
870 0,5 1,0 2,0 0,20-0,30 0,30-0,40 0,45-0,55
Для цианирования на различную глубину: при расплавлении 10% NaCN; 24%. NaCl: 50% ВаС12; в рабочем составе 8-12% NaCN; 10% Na,СО,; 15% 840 1,3 1,0 0,25-0,30 0,5-0,6
ВаС12; 30 - 50% Ва2СО3; 30-50% NaCl 900 2,0 4,0 0,7—0,8 1,0-1,2
Для глубокого цианирования: при расплавлении 8% NaCN; 10% NaCl; 82% BaCl,; в рабочем, со-ставе: 38% NaCN; 22% NaCl; 40% ВаСО3 Низкотем 900 0,4 ' 0,75 1,0 1,5 2,0 3,0 4,0 5-6 ование 0,20-0,75 0,30-0,50 0,50-0,60 0,50-0,80 0,8-1,0 1,0-1,1 1,2-1,3 1,4-1,6
950 пературное цианир
Для цианирования на небольшую глубину: при расплавлении солн дурферпт NS и дурферит NS,; в рабочем составе 50%KCN,42 -48%KCNO; l%Na,CN,, остальное К2СО3 (так называемый тё-ниферпроцесс — мягкое азотирование) 570 1-3 0,15
170
Борирование. При борировании поверхностная твердость стали достигает f[V 1400—1500, а микротвердость 2000, что обеспечивает повышение износостойкости.
Для борирования используют преимущественно среднеуглеродистую нелегированную сталь, а также легированные стали 30ХГС, 40ХС, 50Г.
Повышенная износостойкость сохраняется при нагреве до 900°С, одновременно повышается коррозионная стойкость углеродистых высокохромистых и аустенитных сталей.
Режимы борирования сталей и достигаемые результаты приведены в табл. 10 [16].
10. Режимы и результаты борирования сталей
Среда Режим обработки Результаты
Состояние Состав Температура, °с Время, ч Поверхностная твердость Глубина слоя, мм
Твердая Карбид бора 80%, хлористый аммоний 0,5 — 1%; кварцевый песок— остальное 950 6 — 0,12-0,14
Карбид бора 50%, криолит 50%, связующее 1200 2-3* 771000 0,12
Жидкая Электролизное, бура 100% 930-950 2-6 ЯИ400- 1550 0,15-0,35
Бура 60—70%, карбид бора 30—40% 900-1100 5-20 — 0,15-0,85
Газообразная Диборон 1 и водород 1: (25 4-75) 800-850 900-1100 4 . 2-6 > Я1800 0,2 0,07-0,16
Треххлористый бор и водород в соотношении 1:20 850 3-6 0,11-0,2
* Время, мин.
Сульфидирование и сульфоциаиирование. Наибольшее распространение получили методы сульфидирования в солевых ваннах благодаря простоте оборудования и сравнительной быстроте процесса.
Имеется много рецептур для солевых ванн сульфидирования, разработанных в различных странах, наиболее эффективны отечественные ванны сульфидирования, не содержащие токсичных реактивов.
Сульфидирование дает значительный противозадирный эффект, увеличивая нагрузку заедания и снижает коэффициент трения. Повышение износостойкости составляет от 2 до 5 раз.
Наиболее употребительный метод оценки сульфидированных покрытий представляет испытание на четырехроликовой машине трения, на которой замеряют: нагрузку заедания, коэффициент трения и интенсивность изнашивания [5].
Составы наиболее известных соляных ванн для сульфидирования и сульфо-цианирования и достигаемый эффект приведены в табл. 11.
Наилучшие результаты получаются при сульфидировании и сульфоцианировании углеродистых и низколегированных сталей и чугунов, менее эффективно
171
11. Состав соляных ванн и режимы сульфидирования и сульфоциаиироваиия
12. Снос Наименование процесса обы ХТО титановых сплавов /-—————г i Отличительные признаки Результагь Глубина слоя (толщина накрытия), мкм упрочнения Микротвердость, кгс/мм3 Услов Смазочный режим 1я применения Давление, кгс/см2 Скорость скольжения, м/с
Сульфидирование (ванна НИИхнмма-ша 2/6 № 1) Химическое взаимодействие титана с расплавом и образование сульфидов титана и окислов Химическое взаимодействие титана с расплавом Химическое взаимодействие титана и его епдавов с кислородом при температуре 700 — 800 С Химическое взаимодействие титана и ею сплавов с азотом при температуре 850-950°С Нанесение хрома на детали из титановых сплавов в хромовых электролитах электролизом Нанесение никеля на титано-. вне сплавы в специальных ще- 10-20 20-30 — ' Допускается работа без смазки 100-150 400-500 10 10
Иодисто-кадмиевая ванна НИИхиммаша Термическое оксидирование Азотирование Электролитическое хромирование Химическое никелирование Покрытия молибденом или вольфрамом Двухслойные покрытия с дисульфидом молибдена или с дисульфидом вольфра ма 30-60 150-250 50-150 15-30 700-800 600-1200 900-1100 700-800 Необходима смазка или антифрикционные лаки Возможна работа без смазки и со смазкой Необходима смазка минеральными маслами 75-100 100 100 75 1 10 2 2 0,5 2
лочных или кислых растворах Термическая диссоциация паров карбонила молибдена или вольфрама в вакууме на натре: ой выше 200°С поверхности Термодиффузионное молибде-иированис или вольфрамирова-ние с последующим сульфидированием и образованием дисульфида молибдена или дисульфида вольфрама 20-200 Мягких покрытий 200 — 400, твердых покрытий 1500 — 3000 Необходима смазка минеральными маслами или консистентными смазками Допускается работа без смазки 50 300
chipmaker.ru
сульфидирование хромистых, нержавеющих сталей и сплавов титана, хотя и здесь получают существенное улучшение.
Сульфоцианирование представляет процесс одновременного насыщения поверхностного слоя нитридами и сульфидами. При этом достигается повышение противозадирных свойств (несколько меньше, чем при сульфидировании) и повышение износостойкости (для некоторых металлов больше, чем при сульфидировании).
Способы ХТО титановых сплавов. Титановые сплавы из всех металлов, применяемых в машиностроении, обладают наихудшими антифрикционными свойствами и высокой склонностью к задиру. Влияние ряда ХТО, используемых для сталей, оказывается для титановых сплавов неэффективным, вместе с тем без специальной ХТО или без использования смазочных масел со специальными присадками применение титановых сплавов в парах трения, как правило, недопустимо.
Способы ХТО титановых сплавов и характеристика противозадирных качеств, достигаемых в результате различных ХТО, приведены в табл. 12.
Наибольший положительный эффект достигается при использовании ХТО в иодисто-кадмиевой соляной ванне НИИхиммаша, дающей возможность применять титановые сплавы в парах трения со смазкой и без смазки [5].
Оценка эффективности ХТО
Эффект, достигаемый применением ХТО металлов в парах трения, выражается в снижении коэффициента трения, повышении нагрузки заедания и износостойкости. Абсолютные значения этих величин при различных ХТО носят неизбежно относительный характер. Эффективность ХТО для одних и тех же материалов изменяется в зависимости от конструкции узла трения и условий работы, скорости скольжения, давления, температуры. Поэтому наиболее приемлемым критерием оценки ХТО является сравнение указанных характеристик для обработанных металлических поверхностей' с такими же характеристиками для необработанных металлов. Таким образом, в качестве характеристики эффективности ХТО можно принять отношение коэффициента трения /, нагрузки заедания Р и износостойкости к обработанных поверхностей к тем же величинам, полученным для необработанных металлов /0, Ро и к0. Замер этих величин возможен па обычных машинах трения, например для определения коэффициента трения и износостойкости подходят машины трения МИ (типа Амслера), для определения нагрузки заедания — четырехшариковые и четырехроликовые машины трения.
Данные по сравнительной эффективности разных способов ХТО приведены в табл. 13.
13. Эффективность и область применения различных ХТО
Наименование ХТО Рекомендуемые материалы Виды пар трения Эффект от ХТО
f/f0 Р/Ро к/к0
Цементация Углеродистые и легированные стали Шестерни, зубчатые колеса, звездочки, кулачки, червяки, поршневые кольца 0,8-1,0 1,0-1,5 2-3
Азотирование Легированные стали Детали турбостроения, плунжеры, коленчатые валы, шатуны, болты 0,8-1,0 1,0-1,5 2—4
Нитроцементация и цианирование Углеродистые улучшенные и легированные стали Резьбовые соединения, втулки, шатуны, режущий инструмент 0,7-0,8 1,5-2,0 2-5
174
Продолжение табл. 13
Наименование ХТО Рекомендуемые материалы Виды пар трения Эффект от ХТО
-flf« Р':Ро
Борирование Среднеуглеродистые и легированные стали Втулки, насосы, звенья цепей, струйные сопла - 2-5
Сульфоцианирование Углеродистые легированные и нержавеющие стали Поршневые кольца, гильзы, втулки, зуб-чатые и червячные колеса, детали насо-сов, резьбовые соединения, пальцы рычагов 0,5-0,6 4-5. 2-5
0,4-0,5 5-10 1,5-3,0
Сульфидирование Углеродистые стали, чугуны
Обработка в иодмето-кадмие-вой ванне Титановые сплавы Резьбовые соединения, втулки 0,5—0,6 5-10 -
Трение и износ металлов при высоких скоростях скольжения
Проблемы трения и износа материалов при скоростях скольжения, превышающих 50 м/с, возникают в авиации, ракетной технике, турбостроении, приборостроении, на транспорте и при обработке металлов резанием. По данным США высокоскоростное трение в большинстве случаев характеризуется малой' продолжительностью процесса контактного взаимодействия трущихся тел. Время разгона модели в канале ствола легкогазовой пушки составляет 10'5 — ЮТ4 с, время движения снаряда (пули) по каналу ствола равно 10~3 —1СГ2 с, разгон, а также фрикционное торможение тележек на ракетном треке продолжается 1 —10 с, процесс эффективного торможения самолетов и поездов имеет продолжительность 20—40 с.
Результаты исследований трения и износа твердых тел при высоких скоростях скольжения показывают, что в области контакта происходит интенсивное тепловыделение, достигающее 130 МВт/м2 при v = 500 м/с. Интенсивность тепловыделения в единицу времени на единице номинальной плошади контакта q —fpav.
В условиях кратковременных процессов высокоскоростного трения материалы контактирующих пар не успевают прогреваться на всю глубину, а Поэтому в теплопоглошении участвуют тонкие поверхностные слои.
Толщина эффективной зоны, участвующей в теплопоглощении, определяется по формуле [8]
0 = 1,94 J/nr,
где а — температуропроводность.
Большая интенсивность теплового поТока, малая глубина слоя, участвующего в теплопоглощении, ведут к тепловому удару с большим температурным градиентом в зоне контакта. Температура на поверхности трения может достигнуть температуры плавления материала одного из контактирующих тел, в результате чего начнется его оплавление. Наличие оплавления поверхностных слоев твердых тел при высокоскоростном трении отмечено в работах [1, 4, 6, 21].
Время начала оплавления определяют из выражения [1]
t - 71 х2 <упл ~ Уо)2
пл“4 ад ’
175
chipmaker.ru
где гпл — время начала оплавления под действием постоянного теплового потока 51, направленного по нормали к поверхности; Z — теплопроводность материала;
— тепловой поток.
В табл. 14 приведены значения времени начала оплавления различных металлов под действием теплового потока = 12 МВт/м2 [1].
14. Оплавление металлов под действием теплового потока (v0 = 0°С)
Материал К Вт/м-°С а-106, м2/с »П.т СС _ • а (МВт/м2)2 с *лл» с
Висмут 7,7 6,1 271 0,72 - 0,004
Свинец 30,2 20,4 327 4,77 0,026
Олово 58 31 232 5,85 0.032
Цинк 95 30 420 52 0,28
Чугун 29 6,9 1200 175 0,95
Алюминий 235 82 660 294 1,6
Сталь У10 37. 7,5 1460 390 2,1
Сталь 45 38 7,5 1480 422 2,3
Сталь 10 42,8 8,1 1500 510 2,8
Армко-железо 43,6 8,5 1530 525 2,9
Медь 365 100 1083 1560 8,5
Тантал 64 22 2990 1660 9,1
Молибден 129 46 2625 2500 13,6
Вольфрам 128 47 3380 3980 21,7
Из данных табл. 14 следует, что антифрикционные материалы для узлов высокоскоростного трения должны содержать легкоплавкие компоненты, фрикционные — тугоплавкие.
Модель оплавления твердого тела при высокоскоростном трении под действием заданного теплового потока ch показана на рис. 1. Принимается, что расплавленная часть сразу же переносится на контртело, а фронт оплавления движется в глубь скользящего элемента со скоростью S.
Через некоторое время t* с момента начала плавления расплавляется область толщиной zf — S (Г*). Скорость оплавления S является величиной переменной, следовательно, переменна и толщина расплавленного слоя п. Средняя толщина расплавленного слоя
где I — размер скользящего элемента в направлении движения; L* — путь трения с момента начала оплавления.
Наличие в зоне контакта расплава указывает на гидродинамическую природу сил трения при высоких скоростях скольжения.
Теоретическое рассмотрение задачи об оплавлении (задачи Стефана) связано с необходимостью определения скорости оплавления S, от которой зависит толщина расплавленной пленки, а следовательно, сила вязкого трения и интенсивность изнашивания. Следовательно, низкие значения коэффициента трения при высоких
const
Рис. 1. Физическая модель оплавления твердого тела в области контакта при высокоскоростном трении:
1 — расплавленный слой; 2 — область прогревания S(zt,i); 3 — область с начальной температурой Эо
176
третья от скорости и давления для стали 10
Рис. 3. Зависимость интенсивности изнашивания меди от скорости и давления при трении по стали
скоростях скольжения объясняются малым сопротивлением на сдвиг сильно нагретых поверхностных слоев трущихся тел в области контакта и наличием оплавления.
Ниже приведены значения коэффициентов трения в зависимости от скорости, полученные в условиях выстрела в канале ствола ружья /р [26] и артиллерийского орудия f0 [27].
М/С
О 85 340 720 930
0,3 0,07 0,054 0,051
0,27 0,052 0,031 0,022 0,021
Зависимости коэффициентов трения от скорости, полученные при испытаниях магниторельсовых тормозов [20], на ультрацентрифуге Бимса [4] и направляющей большой длины приведены в табл. 15.
Зависимости коэффициента трения от скорости и давления для образцов из стали 10, находившихся в контакте с направляющей большой длины из стали 65, показаны на рис. 2.
Исследования износа материалов при высоких скоростях скольжения [1, 7] показали, что с ростом скорости и давления интенсивность изнашивания увеличивается и находится в пределах I — 10-7 —КГ5. Зависимости интенсивности изнашивания образцов из меди от ра н скорости скольжения показаны на рис. 3. Эксперименты проводились в условиях скольжения образцов с постоянной скоростью в течение t — 1 с [1].
15. Зависимость коэффициента трения от скорости скольжения
Условия эксперимента Материал f при V, м/с
50 100 200 300 400 500
Магииторельсовый тормоз Ультрацентрифуга Бимса [4] Сталь 0,04 - - - - —
Висмут*1 0,12 0,07 0,04 — —
Сурьма *1 0,25 0.18 0,14 0,1 0,07 —
Сталь *2 0,12 0,10 0,08 0,06 0,05 0,04
Медь *2 0,23 0,17 0,12 0,09 0,08 0,07
Карбид титана*2 0 22 0,16 0,11 0,08 0,06 0,05
Направляющая большой длины Окись алюминия*2 Сталь 10 0,17 0,15 0,13 0,12 о,и 0,1
(ра = 150 кгс/см2) 0,05 0,035 0,03 0,025 0,022 0,02
*' Малые нагрузки (0,2 кге).
*2. Большие нагрузки (до 8 кге).
177
| chipmaker.ru
По износостойкости при высоких скоростях скольжения материалы располагаются в следующий ряд [4]: вольфрам, вольфрамомолибденовые сплавы, молибден, тантал, армко-железо, стали, чугун, медь, алюминий, цинк, висмут, олово, свинец.
I
Список литературы
1. Балакин В. А., Балакина Н. А. Оплавление твердого тела при высокоскоростном трении,—В кн.: Среда и трение в механизмах, вып. П. Таганрог, Таганрог, радиотехн. ии-т, 1976, с. 16-26.
2. Бернштейн М. Л. «Термомеханическая обработка металлов и сплавов». М., «Металлургия», 1968, т. 1 и 2, 1171 с. с ил.
3. Блантер М. Е. Металловедение и термическая обработка. М., Машгиз, 1963. 416 с. с ил.
4. Боуден Ф. П., Тейбор Д. Трение и смазка твердых тел. М., «Машиностроение», 1968.' 544 с;
5. Виноградов Ю. М. Трение и износ модифицированных металлов. М., «Наука», 1972. 150 с.
6. Горюнов В. М. Исследования трения при нестационарном высокоскоростном режиме.— В кн.: Новое в теории трения. М., «Наука», 1966, с. 91—97.
7. Горюнов В. М., Чичипадзс А. В. Износ металлических материалов при высокоскоростном нестационарном трении,—В кн.: Расчет и испытание фрикционных пар. М, «Машиностроение», 1974, с. 98 — 102.
8. Дроздов Ю. Н. Тепловой аспект проблемы задира катящихся со скольжением тел. М., «Машиностроение», № 2, 1972. с. 71 — 79.
9. Журавлев В. Н„ Николаева О. И. Машиностроительные стали. Справочник. М., «Машиностроение», 1968. 331 с. с ил.
10. Кошер Л. Я., Артамонова В. В., Штейн А. С. Влияние НТМО на теплоустойчивость и контактную выносливость высоколегированных подшипниковых сталей. МИТОМ, 1976, № 3, с. 59-61.
11. Костецкий Б. И. Трение, смазка и износ в машинах. Киев, «Техшка», 1970. 395 с. с ил.
12. Крагельскнй И. В., Виноградова И. Э. Коэффициенты трення, М., Машгиз, 1955. 188 с. с ил.
13. Крагельскнй И. В. Трение и износ. М„ «Машиностроение», 1968. 480 с.
14. Любарский И. М., Воскобойников Д. Б., Голдштейн Л. Я.—В кн.: Износ и трение металлов и пластмасс. М., изд-во «Наука», 1964, с. 79 — 86.
15. Любарский И. М., Палатник Л. С. Металлофизика зрения. М., «Металлургия», 1976. 176 с. с ил.
16. Материалы в машиностроении. Справочник, т. 2. М., «Машиностроение», 1967, с. 96-137.
17. Металловедение и термическая обработка. Справочник. М., «Металлургнздат», 1961, т. 1 и 2. 1656 с. с ил.
18. Мягков В. Д. Краткий справочник конструктора, Л., изд-во «Машиностроение», 1975. 814 с. с ил.
19. Надежность и долговечность машин. Изд-во «Техника», 1975, с. 273, с ил. Авт.: Костецкий Б. И., Носовский И. Г., Бершадский Л. И., Караулов А. К.
20. Натурные испытания фрикционного материала для магниторельсового тормоза. Труды МНИТ. Вып. 315. 1968, с. 135—143. Авт.: Б. К. Быков, Э. Д. Браун, О. В. Бесценная, М. Д. Фокин.
21. Полосаткни Г. Д., Грибанов С. А. Измерение температуры на поверхности резца при скоростях до 800 м/с. — «Известия вузов. Физика», № 3, 1965, с. 173 — 174.
22. Приборы и методы физического металловедения. Пер. с анг. под ред. Ф. Вейнберга. М., «Мир», вып, 1, 1973. 427 с. с ил.; вып. № 2, 1974. 363 с. с ил.
23. Проблемы трения и изнашивания. Киев, «Техшка», 1973, (МВ и ССО УССР, сб. № 3), с. 44—48, с ил. Авт.: Островская Е. Л., Любарский И. М., Удовенко В. Ф. и др.
24. Филинов С. А., Фнргер И. В. Справочник термиста. М.-Л., изд-во «Машиностроение», 1964. 243 с. с ил.
25. Шмыков А. А. Справочник термиста. М., Машгиз, 1961. 392 с. с ил.
26. Groch G., Plake Е. Zeitschrifl fiir das gecamte Schiess und Sprengstoffwegen, 1940, S. 31-33.
27. Boundary Lubrication. An Appaisal of world Literature. Compiled and Edited by F. F. Ling, E. E. Klaus, R. S. Fein. New York, 1969, p. 10 — 14.
Глава 7
Металлические антифрикционные материалы
Chipmaker.ru
Краткая характеристика подшипниковых сплавов
Наиболее распространенными антифрикционными подшипниковыми материалами являются оловянные, свинцовые, медные, алюминиевые и цинковые сплавы. В меньшей степени в качестве антифрикционных материалов используются стали и чугуны.
Баббиты
Наиболее давними подшипниковыми материалами являются мягкие сплавы на оловянной и свинцовой основах. Первый подшипниковый сплав был разработан в 1839 г. англичанином И. Баббитом. Он содержал 82 — 84% Sn, 5—6% Си и 11 — 12% Sb. Этот сплав положил начало использованию мягких белых антифрикционных сплавов в технике, и поэтому все последующие сплавы на оловянной и свинцовой основах стали называть баббитами. Баббиты обладают низкой твердостью (НВ 13—32), имеют невысокую температуру плавления (240—32О°С), повышенную размягчаемость (НВ 9—24 при 100°С),. отлично прирабатываются и обладают высокими антифрикционными свойствами. В то же время они обладают низкой усталостной прочностью, что сказывается на работоспособности подшипников.
В СССР стандартизованы две группы сплавов, приведенные в табл. 1.
Наиболее распространенные баббиты в зарубежной практике (США) даны в табл. 2.
1. Составы (%) баббитов, используемых в СССР
А. Баббиты по ГОСТ 1320- 74
Марка Sn Sb Си Cd Ni As Pb
Б88 7,3-7,8 2,5-3,5 0,8-1,2 0,15-0,25 —
Б83 Остальное 10,0-12,0 5,5-6,5 — — — —
Б83С 9,0-11,0 5,0-6,0 — — — 1,0-1,5
EI6 15,0-17,0 15.0-17,0 1,5-2,0
ЕН 9,0-11.0 13,0-15,0 1,5-2,0 0,1-0,7 0,1-0,5 0,5-0,9 Остальное
БС6 5,5-6,5 5,5-6,5 0,1-0,3 — — —
Б. Сплавы по ГОСТ 1209—73 (свинец остальное)
_ Марка Sn Са Na Mg Al
бка 0.95-1,15 0,7-0,9 0,05-0,20
БК2 1.5-2,1 0,30-0,55 0,2—0,4 0.06-0,11 —
БК2Ш 1,5-2,1 0,65-0,90 0,7-0,9 0,11-0,16 —
179
chlpmaker.ru
2. Составы (%) наиболее употребительных баббитов, используемых в США
Марка Sn Sb Pb As
SAE11 SAE12, ASTM2 86,0 (min) 88,25 (min) 6,0-7,5 7,0-8,0 0,5 0,1
SAE13 SAE14, ASTM7 SAE15, ASTM15 5,0-7.0 9,25-10,75 0.9-1,25 9,0-11,0 14,0-16,0 14,0-15,5 Остальное 0,25 0,6 0,8-1,2
Примечание. Примесей < 0,2%.
Физические, механические и антифрикционные свойства баббитов подробно рассмотрены в монографии [27] и здесь не приводятся. К выбору подшипниковых сплавов необходимо подходить с учетом толщины баббитового слоя подшипника. Гетерогенное микростроение сплавов типа Б83 с крупными твердыми кубическими кристаллами химического соединения SnSb (0-фазы) не способствует удовлетворительной сопротивляемости усталостным повреждениям под действием циклических нагрузок в тонкослойдых подшипниках (толщина слоя менее 1 мм) [3]. В отдельных локальных объемах кристаллов p-фазы накапливается пластическая деформация, и в слое баббита возникают остаточные напряжения. В тонком слое внедрение в пластичную основу кристаллов твердой составляющей, принимающей на себя нагрузку, затруднительно. Размеры таких кристаллов нередко соизмеримы с толщиной слоя (достигают нескольких десятых мм). Слой мягкой пластичной основы под кристаллами твердой составляющей приобретает способность больше сопротивляться пластической деформации за счет влияния подложки (корпуса цапфы). На отдельных участках скопления хрупких кристаллов 0-фазы возникает вероятность непосредственной передачи давления через эти кристаллы от шейки вала на корпус подшипника. В таких условиях 0-фаза оказывается слабым, участком, по кристаллам SnSb развиваются трещипы. Эти микроскопические повреждения при дальнейших циклических нагружениях являются очагами развития усталостных трещин.
Для тонкослойных вкладышей баббит должен удовлетворять следующим требованиям:
не иметь резко выраженной неоднородной структуры. Для них возможно использование однофазных сплавов при достаточном сопротивлении металла смятию;
поскольку работа тонкослойных прсцезионных вкладышей должна протекать в основном в условиях жидкостного трения, меньшие значения приобретают антифрикционные свойства материала, более важна повышенная сопротивляемость усталостному разрушению;
баббитовый антифрикционный слой желательно применять с пониженной твердостью до НВ 15—20. При этом улучшается прирабатываемость. Это важно в связи с тем, что сопротивляемость смятию в тонком слое повышается за счет влияния подложки;
для обеспечения надлежащей долговечности подшипников существенное значение имеет прочность соединения баббита с корпусом, определяемая способностью слоя полуды сопротивляться усталостному разрушению.
В СССР разработаны и применяют для тонкослойных подшипников сплавы Б88, БК2 с добавкой переплава и другие, приведенные в табл. 3.
Подшипники с толщиной баббитового слоя > 3 мм используют при сравнительно легких условиях работы. Баббитовый слой таких подшипников (Б83, Б16, БН, Б КА) обладает хорошей способностью прирабатываться и является своеобразным компенсатором всякого рода неточностей, образованных при обработке и монтаже
180
3. Составы (%, свинец остальное) баббитов, используемых для тонкослойных подшипников
Марка Sn Sb As Ca
СОС6-6 КС2 рК2 с добавкой ле- ре плава 5,5-6,5 1,5-2,5 1,5-2.1 5,5-6,5 9,0-10,0 0,15-0,3 Na 0,5-0,8 0,04-0,09 Mg 0,08-0,3
трущихся деталей и возникающих в процессе эксплуатации. К такому типу относятся подшипники скольжения вагонов, вкладыши тихоходных мощных судовых двигателей, компрессоров и др.
Сплавы на медной основе
Сравнительно большое количество сплавов на медной основе, употребляемых в качестве антифрикционных, известны как бронзы (оловянные и безоловянные) и латуни. Подшипники изготовляют из бронзы в монометаллическом и биметаллическом исполнении. Монометаллические подшипники (вкладыши, втулки и др.) изготовляют из бронз, обладающих достаточной прочностью и твердостью. Бронзы, употребляемые в таких подшипниках, подразделяют на сплавы с высоким содержанием олова (до 10%) и низким (до 3%). В состав легирующих добавок входят Zn, Pb, Ni, Р и др. В СССР стандартом (ГОСТ 613 — 65) определены составы малооловянистых бронз, с высоким же содержанием олова используют бронзы в ответственных случаях по ведомственным техническим условиям. Составы наиболее употребительных оловянных бронз приведены в табл. 4.
4. Составы (%, медь остальное) ванболее употребительных оловянных литейных бронз
Марка Sn Zn РЬ Назначение
БрОЦСНЗ-7-5-1 *1 БрОЦСЗ-12-5 БрОЦС5-5-5 БрОЦС4-4-17 БрОЦСЗ,5-7-5 БрОЦЮ-2 БрОФ10-1 *2 БрОСНЮ-2-З*3 БрОСЮ-Ю БрОС16-5 БрОС8-12 Ст 2,5-4,0 2,0-3,5 4,0-6,0 3,5-5,0 3,0-4,5 Heci 9,0-11,0 9,6-11,0 9,0-11,0 8,0-10,0 15,0-17,0 7,0-9,0 андартиые бро 6,0-9,5 8,0-15,0 4,0-6,0 2,0-6,0 6,0-9,5 шндартные- бр 1-3,0 6,0-11,0 4,0-6,0 ИЗЫ 3,0-6,0 3,0-6,0 4,0-6,0 14,0-20,0 3,0-6,0 онзы 2,0-3,25 11,0-13,0 В трущихся ларах при нагрузке до 25 кгс/см2
Антифрикционные детали Антифрикционные детали ответственного назначения
' Содержит 0,5-2,0% Ni.
2 Содержит 0,4—1,0% Р.
*3 Содержит 3,0—4,0% Ni.
Для изготовления свертных втулок, торцовых дисков и других антифрикционных деталей применяют деформируемые оловянные бронзы. Состав наиболее распространенных сплавов приведен в табл. 5.
Для биметаллических подшипников в качестве антифрикционного слоя употребляются бронзы, содержащие повышенное количество свинца без олова или с небольшим количеством его. Распространенным сплавом первого вида является бронза БрСЗО, содержащая 30% РЬ, сплав второго вида содержит 22% РЬ и 1% Sn. Для монометаллических подшипников иногда используется свинцовистая бронза брОС5-25 (5% Sir и 25% РЬ).
181
chipmaker.ru
5. Состав (%, медь остальное) бронз, обрабатываемых давлением
Марка бронзы ’ Основные элементы в % ГОСТ или ТУ
Sn Р Ni
БрОФб 5-0,15 БрОФб,5-0,4 БрОФ7,0-0,2 6,0-7.0 6,0-7,0 7,0-8,0 0,1 -0.25 0,3-0,4 0,1-0,25 ГОСТ 5017-74
— ГОСТ 5017-74
БрОФ8,0—0,3 БрОФб,5-0,4 7,5-8,5 6,0-7,0. 0,25-0,35 0,3-0,4 0 1-0,2 0,1-0,2 ТУ 48-21-214-72
БрОЦС4-4-2,5 * 3,0-5,0 — — ГОСТ 5017-74
* Содержит 3,0 —5,0% Zn и 1,5—3,5% РЬ.
Помимо оловянных бронз сравнительно широко используют'сплавы, не содержащие олово (безоловянные). Некоторые из сплавов по свойствам не уступают, а иногда и превосходят оловянные бронзы. Химический состав и области применения ряда таких бронз приведены в табл. 6.
6. Составы (%) безоловянных бронз.
Марка Си Sb РЬ р Заменяемые сплавы Назначение
БрСуСФ6-12-0,3 81,7 6,0 12,0 0,3 БрОС8-12 БрОСЮ-Ю Втулки, золотники,, скользуны и другие детали, работающие при высоких скоростях скольжения
БрСуНЦСФ-3-3-3-20-0,2 69,3 3,5 20 0,2 БрОСЮ-Ю БрОС8-12 Подшипники, соприкасающиеся с морской и пресной водой и другими агрессивными жидкостями
БрСуН6-2 БрСуФ6-1 91,3 93,0 6,0 6,0 — 1,0 БрОФЮ-1 Антифрикционные детали
БрКМцЗ-1 96,0 — — — БрОЦЮ-2 БрОЦ4-3 БрОЦ8-4 БрОЦСб-6-3 БрОЦС5-5-5 Материал для пружин, втулок и фасонных отливок
Приме анис. Бронза марки БрСуН6-2, кроме того, содержит 2,0% Ni п 0,7% Zn, а марки БрКМцЗ-1 - 3,0% Si и 1,0% Мп и БрСуНЦСФ-3-3-3 20-0 2 содержат 3,5% Zn и 3,5% Ni.
В тяжелонагруженных трущихся деталях (дорожные машины, тяжелое станочное оборудование, скользящие соединения теплопередаточного оборудования и др.) с успехом применяют высокопрочные алюминиевые бронзы [14]. Состав и механические свойства ряда алюминиевых бронз, применяемых в отечественном машиностроении, даны в табл. 7.
В меньшей степени, чем бронзы, употребляются в качестве антифрикционных материалов латуни (сплавы меди с цинком и другими металлами). В качестве антифрикционных используются так называемые кремнистые и марганцовистые латуни [24,27] и находят применение алюминиевожелезные латуни (ГОСТ 17711 —72).
182
7 Составы (%) и свойства алюминиевых бронз
Марка А1 Ni Мп Fe кгс/мм2 6, % Способ литья
«дай 8-Ю 9-11 9-Ю 9-И 9,5-11,0 10,5-11,5 2 3,5-5,5 5,0-6,5 1,5-2,5 1,5-2,5 1,0-2,0 2-4 2-4 3,5-5,5 5,0-6,5 40 50 40 50 60 60 20 12 10 12 5 2 к 3 и К 3 К К |к
а чей и я: К - литье в кокиль; 3 - литье в песчаные формы.
8. Составы (%, цинк остальное) и свойстга аитпфрнкциоив [ЫХ латуней
- —~ Марка Си Мп РЬ кгс/мм2 6, % Назначение
ЛАЖ60-1-1Л*1 •ДКС8О-3-3*2 ЛМцС58-2-2 58 -61 77-81 57-60 0,1-0,6 1,5-2,5 2,0-4,0 1,5-2,5 40 30-40 30-42 20 15-25 20 Арматура, втулки, подшипники Подшипники, втулки Подшипники, в гулки и другие детали, в том числе армировка вагонных подшипников
*т Содержит 0,8 —1,5% А1; 0,8—1,5% Fe.
Содержит 2,5—4,5% Si.
9. Составы (%) бронз, применяемых за рубежом
Марка Стандарт | Си РЬ Sn | Zn | Прочие
Бронзы, употребляе мые в ФРГ
GCuPb22Sn DIN1716 84 22 1 — —
GCuPblOSn DIN1716 80 10
GCuSn7ZnPb GCuSnlO DIN1705 DIN1705 83 90 6 10 -
GCuSn8 DIN17662 92 — 31 1AS
CuZn31Si DIN17660 68 — ЗМп
CuA119Mn DIN17665 88
- Бронзы, употребляе в США
Свинцовистая медь SAE480 65 35 - —
To же SAE48 70 30
Свинцовисто-оловяиистая бронза Полупластичная бронза .AMS4840 SAE67 70 78 25 16 5 6 - —
Свинцовистая красная бронза SAE40 85 5 5 5 —
Бронзовые подшипники SAE660 83 80 88 88 7 10 2 4 7 1,0Р
Фосфористая бронза Пушечная бронза То же SAE64 SAE62 SAE620 2 4
Свинцовистая пушечная бронза SAE65 88 2 10 - 4Fe, 11 Al
Алюминиевая бронза ASTMB148-52-9C 85
* Содержит 9% А1.
183
chipmaker.ru
Химический состав, свойства, и области использования наиболее употребительных' антифрикционных латуней приведены в табл. 8.
Сплавы на медной основе широко распространены во всем мире. Составы их-мало отличаются один от другого. Для примера в табл. 9 приведены составы стандартных бронз, применяемых в ФРГ [32] и США [33].
Сплавы на алюминиевой основе
За последнее десятилетие в СССР и за рубежом резко возросло использование алюминиевых подшипниковых сплавов. Они обладают достаточной усталостной прочностью, коррозионной стойкостью в маслах, имеют сравнительно высокую задиростойкость и хорошие антифрикционные свойства. Эти качества во многом определили тенденцию замены ими антифрикционных сплавов на свинцовой и оловянной основе, а также свинцовистой бронзы.
Алюминиевые сплавы употребляют для изготовления монометаллических деталей (втулок, подшипников, шарниров и др.) и биметаллических подшипников. Последние изготовляют штамповкой из биметаллической полосы или ленты со слоем алюминиевого сплава, соединенного со сталью в процессе совместного пластического деформировагшя при прокатке. Для монометаллических подшипников употребляются сравнительно твердые прочные сплавы, а слой биметаллических вкладышей изготовляют из менее твердого пластичного металла.
Алюминиевые сплавы классифицируют преимущественно по микроструктурному признаку [3]. Эта классификация отражает в большей степени антифрикт ционные свойства сплавов, так как общепризнанной является роль мягких структурных составляющих в уменьшении износа и увеличении сопротивляемости задиру трущейся пары. К I группе относят сплавы, имеющие включения твердых структурных составляющих (FeAl3, Al3Ni, CuAl3, Mg2Si, AlSb, кремний и др.) в пластичной основе металла. В сплавах II группы наряду с твердыми составляющими имеются мягкие включения.
В СССР сплавы на алюминиевой основе стандартизованы ГОСТ 14113—69 (табл. 10).
10. Составы (%, алюминий остальное) алюминиевых антифрикционных сплавов
Труп-па Марка сплава Ni Mg Sb Си Si Sn Ti
I АН-2,5 АСМ 2,7-3,3 0,3-0,7 3,5-6,5 — — -
II АО9-1 — 1,0 ' 9,0
АОЗ-1 0,4 —. — 1,0 1,85 3,o
АО9-2 . 1,0 — — 2,25 0,5 9,0 —
АО9-2Б — — 1,75 — 9,0 0,02-0,10
АО20-1 — — — 1,0 — 20,0 0,02-0,10
В зарубежной практике получили большее распространение сплавы II группы, но в последние годы сравгштелыю широко используют и сплавы I группы. Подробные сведения о составах сплавов рассмотрены в книге [19], наиболее же употребительные приведены в табл. 11.
За последние годы в связи с появлением тяжелонагружепных двигателей в автомобилестроении, тракторостроении, транспортном машиностроении и других появилась острая необходимость в материалах подшипников, обладающих повышенной задиростойкостью. В связи с этим в СССР, Японии, Англии и Америке разрабатываются алюминиево-оловянные сплавы, содержащие до 30 и даже 40% Sn
184
11. Состав (%, алюминий остальное) сплавов на алюминиевой основе, применяемых та рубежом
Марка и страна Sn Ni Си Si Cd РЬ Mg
SAE770 (США) 6,5 1,0 1.0 — — — —
SAE780 (США) 6,5 0,5 1.0 1.5 — — —
SAE781 (США) —- — — 4,0 1,0 — —
AS-I5 (Англия), SAE783 (США) 20,0 — 1.0 0,15 — — —
А1—РЬ сплав — —- « 1,0 — — 5(8,0 —
KS1275 (ФРГ) — 1,0 г? 1,0 13,0 — — 1.0
AS-78 (Англия) — — 1,0 11,0 — — —
и отрабатывается технология изготовления сплавов, содержащих свинец. Такие сплавы, по мнению Пратта [30], обладают способностью хорошо сопротивляться задиру при ультратонких смазочных слоях, однако эта особенность достигается наиболее полно при содержании > 14% РЬ. В СССР разработан метод получения алюминиево-свинцовых (до 30% РЬ) сплавов из гранул [19]. Отливка гранул производится во вращающийся стакан с круглыми отверстиями при частоте вращения 1500 об/мин. Струя разбивается на капли, которые через отверстия попадают в воду и кристаллизуются ср скоростью 102 —104оС/с.
Последующее прессование гранул производят различными способами. Хорошие результаты были получены при прессовании на шнековых прессах. Прессованные заготовки достаточно хорошо, обрабатываются давлением и соединяются с помощью прокатки со стальными полосами для последующего изготовления биметаллических подшипников.
Сплавы на цинковой основе
Цинковые сплавы в качестве антифрикционных хотя и известны с давних времен [3], но не получили достатрчно широкого распространения. В то же время цинковые сплавы обладают рядом ценных свойств, которые дают возможность использовать их во многих случаях взамен бронз и баббитов.
Сплавы на цинковой основе, обладая низкой температурой плавления (~400°С), в большей степени, чем бронзы и алюминиевые сплавы, размягчаются с нагревом, благодаря чему легче прирабатываются. По этой причине подшипники из цинковых сплавов меньше изнашивают сопряженные поверхности цапфы при попадании абразивов. Частицы абразивов легче внедряются в трущуюся поверхность и меньше повреждают за счет микрорезания цапфу.
Цинковые сплавы являются весьма технологичными при изготовлении как монометаллических, так и биметаллических трущихся деталей. Легко достигается соединение цинкового сплава со сталью литейным способом [20] и совместной прокаткой со стальной заготовкой [3]. Соединение жидкого цинкового сплава со сталью достигается за счет слоя жидкого цинка, наносимого способом горячего -цинкования.
Подшипники и другие детали из цинковых сплавов употребляются в литом и обработанном давлением (прокатка, прессование) состояниях. Составы стандартных сплавов (ГОСТ 21437—75) и свойства их в литом и прокатанном виде приведены в табл. 12.
Отличительной особенностью цинковых сплавов от бронз и алюминиевых является повышение после горячей обработки давлением (250 — 300°С) прочности и пластичности сплавов. Это сказывается и на показателях усталостной прочности. Так, например, для литого сплава ЦАМ9-1,5 предел выносливости при переменном изгибе вращающихся круглых образцов 5,0 кгс/мм2, а прессованный металл имел 10—11 кгс/мм2 [3].
185
chipmaker.ru
12. Составы (%, цинк остальное) отечественных стандартных сплавов на цинковой основе
Марка Основные компоненты Свойства сплавов
А1 Си Mg в литом состоянии обработанных давлением
кгс/мм2 8, % НВ °в> кгс/мм2 8, % НВ
не менее
ЦАМ9-1,5 ЦАМ10-5 9,0-11,0 9,0-12,0 1,0-2,0 4,0-5,5 0,03-0,06 0,03-0,06 25 25 1,0 0,4 95 100 30 35 ю.о 4,0 85 90
Цинковые сплавы в качестве антифрикционных материалов больше всего используют в нашей стране, причем опыт их массового применения накоплен на железнодорожном транспорте [3, 20]. В других странах цинковые сплавы используют в сравнительно небольших количествах. Состав наиболее употребительных сплавов дан в табл. 13.
13. Составы (%, цинк остальное) зарубежных цинковых сплавов
Марки и страна Химический состав в %
А1 Си Mg Мп
1010 (ФРГ) 9-11 0,6-1,0 0,02-0,05
410 (ФРГ) 3,7-4,3 0,6-1,0 0,02-0,05 —.
Япония 10 2 — 0,2
Алцен 305 (Австрия) 30 5 — —
Сплавы на железной основе
Как антифрикционные материалы стали используют сравнительно редко в очень легких условиях работы при небольших удельных давлениях и невысоких скоростях скольжения. Будучи твердыми и имея высокую температуру плавления, стали плохо прирабатываются, сравнительно легко схватываются с сопряженной поверхностью цапфы и образуют задиры. Обычно используют так называемые медистые стали, содержащие малое количество углерода, либо графитизированные стали, имеющие включения свободного графита. Состав некоторых сталей, рекомендуемых к использованию взамен бронз в легких условиях работы [15], приведен в табл. 14.
Чугуны применяют для подшипников и других трущихся деталей в большем количестве и ассортименте, чем стали. Антифрикционные свойства чугунов определяются в значительной степени строением графитовой составляющей. Чугун с глобоидальной формой графита и с толстыми пластинками более износостоек, чем чугун с тонкими пластинками. В структуре антифрикционного чугуна желательно иметь минимальное количество свободного феррита (не более 15%) и должен
14. Составы (%, железо остальное) антифрикционных сталей
Марка стали Си А1 с Si Мп S р
Медистая сталь Г рафитизирован- 32 2,5 0,1 - — — —
ная сталь — — 1,6 1,0 0,3 «0,03 <0,03
186
; Графики Попускаемых удельных на-зок * зависимости от скорости скольже-для антифрикционных чугунов разных ^ц5; з - СЧЦ1 и СЧЦ2; 3 ~ марки Б
отсутствовать свободный цементит [18]. Состав наиболее употребительных чугунов приведен в табл. 15.
Области использования антифрикционных чугунов ограничиваются легкими условиями работы. Рекомендуемые границы применения чугунов показаны на рис. 1 (марки сплавов приведены по ГОСТ 1585 — 70).
15. Состав (%, железо остальное) и твердость наиболее употребительных антифрикционных чугунов (ГОСТ 1585—70)
Марка С Si Мп Ni Сг
АЧС-1 АЧС-2 АЧС-3 Ковкий АЧК-1 Высокопрочный АЧВ-1 * 3,2-3,6 3,2-3,8 3,2-3,8 2,3-3,0 2,8-3,5 оо uitqjbu» 1 1 1 1 1 1 0,6-1,2 0,4-0,7 0,4-0,7 0,6-1,2 0,5-1,2 0,3—0,4 0,2-0,4 <0,3 0,2-0,4 0,2-0.4 «0,30 .
Марка Си р S НВ
АЧС-1 АЧС-2 АЧС-3 Ковкий АЧК-1 Высокопрочный АЧВ-1 * 1,5-2,0 1,0-1,5 <0,7 0,15-0,30 0,15-0,4 0,15-0,4 0,2 0,2 <0,12 <0,12 <0,12 <0,08 <0,03 180-262 180-229 160-190 187-262
* Содержит > 0,03 Mg.
Сплавы, изготовляемые методом порошковой металлургии
Прессованием или прокаткой порошков на железной и медной основах и последующим спеканием удается изготовить различные пористые антифрикционные Детали. Такие детали перед установкой пропитывают маслом. Как правило, их используют при работе в условиях недостатка смазки, хотя они устойчиво работают и при обильной смазке (жидкостное трение) [17]. В качестве обязательной Добавки к железным и медным пористым изделиям используют самосмазываю-]Дие порошки графита, дисульфита молибдена, нитрида бора и др. Композицию Ва железной основе обычно составляют с графитом, причем от сорта его зависят
187
chipmaker.ru
16. Состав и основные харак-герыс гики мс1а.1.юкерамических подшипников
Максимально допу Vi li-мая рабочая температура, с 1 100-120 100-120 100-120 100-140 120-150 До 150 До 150 100-120 100-120 80 - 90
Допустимые на-1 ручки, KI С/СМ2 (при > = 2+3 м/с) 40-45 34-38 34-38 40-45 50-70 80-100 80-100 40 - 60 35-50 25-30
Ко >ффи диен i jрения со смазкой 0 019-0,023 0.06-0.09 0,06-0.09 0.04-0.06 0.04-0.07 0.001-0,0075 0.005-0,008 0.004-0,008
(ПСЭЙГПИ 1..HJ xnnr.ndoo е») ;И»/« /Я •'нэо.чгвя ивийвгд 1.6-2,0 0.3-0,6 > 0.25 0.35 0 18-0.22 0 4-0,8 0.15-0.25 0,4-0,5 0,4-0,5
47? 40-55 60-100 50-80 50-80 70-100 60-100 90-120 20-24 30-35 18-20
KJ С ММ2 30-40 40-45 38-42 30-35 120-130 75-80 90-120 14 — 15 23-24 50-60
- I'M W , >1.4 ‘ни 12-14-14-18 14-16 12-14 25-35 12-14
Пористость. -— 18-22 Г-23 17-23 17-23 22-27 17-23 18-22 5-10 5-10 20-25 ра.
ПЛО1-Hoeih, ! /СМ : 1 6,0-6.5 6.0-6.3 5,8-6,2 5.5-6.0 5.7-6 2 5.4-5,8 6,2-6,3 2.6-2.8 1 2,8-2.9 6,0-6 8 щя структу
Состав, 100 Fc 99.0 Fe + 1.0 графи га 98.0 Fe + 2.0 । рафта 97.0 Fe + 3.0 1 рафта 94 0 Fe + 3.0 i рафнга + -1- 3.0 меди 93,0 Fe + 3.0 графита + + 4,0 ZnS 96.0 Fe + 1.0 /рафита + + 3,0 Cu,S 90AI + 6Fe + 4графпга 87.0 Al + 10.0 Си + 3,0 графита 88Си+ 10,0 Sn +2 графита • Пф - перли гно-феррип
Марка Пористое железо ЖГр-1-20нф ЖГр-2-20лф ЖГр-3-20пф ЖГр-З-Д-З ЖГр-З-Цс-4 ЖГр-1-Дс-З АЖ Гр-6-3 AM Г-10-3 БрОГЮ-2 Примечание
значительн°й степени механические и антифрикционные свойства. Составы наиболее распространенных пористых сплавов на железной, алюминиевой и медной основах и некоторые свойства их приведены в табл. 16.
Сравнительная оценка свойств подшипниковых материалов
Усталостная прочность
Подшипники двигателей, различные втулки, шарнирные соединения я другие детали нередко разрушаются вследствие образования и развития усталостных трещин. При этом на монометаллических подшипниках образуются сквозные грешпны (рис. 2, а), а на биметаллических вкладышах выкрашивание слоя антифрикционного сплава (рис. 2, б). В отличие о г такого повреждения (макротрещины) наблюдаются разрушения отдельных выступающих участков поверхности, которые относят к усталостному изнашиванию [13], за счет многократного передеформироваиия.
Разрушение подшипников вследствие выкрашивания антифрикционного слоя возникают особенно часто в последние годы в связи с созданием форсированных
Рис. 2. Внешний вид \стаюстных успрушсний:
я — монометаллической втулки из цинкового сплава ЦАМ9-1.5; б — вкладыша дизеля М756 тепловоза, залитого свинцовистой бронзой
Ф
188
189
chipmaker.ru
двигателей автомобилей, тракторов, судов, тепловозов и др. Повышенные нагрузки и высокие окружные скорости ужесточили работу вкладышей.
Усталостные разрушения подшипников протекают преимущественно под действием пульсирующих напряжений сжатия. Характер повреждений вкладышей принципиально не отличается, несмотря на различие свойств металлов. Во всех случаях разрушение начинается с поверхности на участках максимальных контактных напряжений, имеющих дефекты или микроструктурные несовершенства. Трещина развивается в глубину слоя, доходит до границы с прочным основанием и в дальнейшем распространяется по промежуточной прослойке, являющейся, как правило, менее прочной, чем основной металл. В отличие от конструкционных деталей развитие трещины в антифрикционных слоях протекает медленнее, подшипники обладают большей «живучестью».
Процесс возникновения и развития трещин усталости протекает в подшипниках скольженЛя в специфических условиях. Поверхности трения антифрикционного сплава испытывают переменные нагружения, передающиеся через слой масла, обладающий определенной поверхностной активностью. При этом режимы трения изменяются от жидкостного до граничного и иногда до сухого. Существенным образом изменяется и нагрев трущихся поверхностей. С учетом этих особенностей процесс усталости подшипниковых материалов определяется не только развитием трещин от воздействия переменного нагружения, но и напряжениями от термических воздействий, коррозионной усталостью и усталостью под воздействием трения. Ниже рассматриваются факторы, оказывающие влияние на процесс усталости.
Характер и величина нагрузки. В реальном нестационарно нагруженном подшипнике действующие силы изменяются в зависимости от угла поворота вала, при этом существенно изменяется величина максимальных нагрузок от действия давления газов и от инерционных сил, срок действия которых более продолжителен. Одновременно накладываются статические сжимающие напряжения от затяжки вкладышей и термические напряжения от нагрева, величина которых резко возрастает при большом различии в температурных коэффициентах линейного расширения материала подшипника и постели. В работах [7, 8] показано, что выход из строя вкладышей в большей мере зависит от воздействия инерционных сил. Этим, например, и объясняется [7] меньший выход из строя вкладышей по выкрашиванию баббитового слоя по мере увеличения эксплуатационной нагрузки судового среднеоборотного дизеля ЧН25/34 (рис; 3).
На образование и последующее развитие трещины существеннее влияние оказывают растягивающие напряжения. Они нередко возникают вследствие конструктивных особенностей подшипников, влияния эксплуатационных параметров и др-
Различно действует на повреждаемость подшипников уровень их нагрева. Для легкоплавких мягких баббитов усталостная прочность резко снижается по мере увеличения температуры, что подтверждает график, представленный на рис. 4. При той же степени нагрева для алюминиевых и медных сплавов снижение усталостной прочности незначительно.
Для биметаллических подшипников изменение температуры нагрева приводит к изменению величины и знака остаточных напряжений в- антифрикционном слое [28]. Значения температур для некоторых биметаллических полос, прн достижении которых изменяется знак остаточных напряжений (при нагреве из растягивающих переходит в сжимающие), приведены в табл. 17.
Учитывая, что рабочие температуры обычно превышают 60'С, в подшипниках, изготовленных из алюминиевых и цинковых сплавов, будут возникать остаточные сжимающие напряжения.
Изменение температуры в интервале, вызывающем перемену знака напряжений, может способствовать ускорению образования усталостных трещин. Дискретность процесса трения приводит к местным перегревам, на участках которых возникают 190
Рис. 3. Зависимость вероятности безотказной работы Р (t) подшипников дизелей ЧН25/34 от нагрузки при различной продолжительности работы
Рис. 4. Характеристики усталости, полученные на машине «Сапфир» от температуры испытания :
I — алюминиево-оловянный сплав; 2 — белый металл на основе олова
максимальные контактные напряжения от воздействия внешних сил. В этом случае сумма напряжений может превысить допустимый уровень. Следствием этого может быть образование трещин усталости после небольшого срока службы (малоцикловая усталость).
Физические свойства сплавов. Помимо различия в характеристиках температурных коэффициентов линейного расширения, которое определяет уровень остаточных напряжений в биметаллических подшипниках, при оценке усталостной прочности иногда учитывают величину модуля упругости. Для отдельных групп сплавов изменение содержания основных компонентов приводит к изменению модуля упругости. К их числу относятся свинцовые сплавы, содержащие сурьму. Используя эту особенность, был предложен [21] критерий выносливости антифрикционных сплавов на свинцовой основе
£_
где с-j — предел усталости.
17. Температуры нагрева, приводящие к изменению знака остаточных напряжении
Марка Толщина пластин, мм Соотношение толщин слоев сплава армко-железо Число образцов Средняя температура 9 начала пластической деформации при нагреве, СС и соответствующий прогиб АЛ образцов, мм Средняя температура изменения знака остаточных напряжений, °C
первого испытания последующих испытаний первого испы-тания последующих испытаний
t АЛ t АЛ
4,6 1 :2,0 6 85,6 0,476 115,7 0,786 32,8 47.8
AO9-I 6,2 1 :2,8 3 90,0 0.257 105,6 0,360 35,0 42,8
8,0 1 :3,4 4 92,0 0,300 130,0 0,556 36,0 55,0
10,0 1 :4 4 75,7 0,170 143,5 0.440 27,9 61,8
—- 4,6 1 :2 3 74,0 0,53 97,1 0,823 37,0 38,5
UAM9-1.5 ——— 6,2 1 :2,8 3 93,3 0,26 128,3 0,462 46,6 54,2
191
chipmaker.ru
Согласно этому критерию сплавы, обладающие меньшим модулем упругости при одинаковых деформациях, будут обладать более высоким сопротивлением усталостным разрушениям.
Конструктивные особенности подшипников. Для усталостной прочности имеет большое значение толщина антифрикционного сплава. Наиболее высокая усталостная прочность реализуется у слоев толщиной в несколько сотых миллиметров (рис. 5). Такие слои мягкого металла относят к поверхностным покрытиям. Будучи нанесенными на прочный металл, они облегчают приработку и чаще выходят из строя по износу, чем из-за усталостных повреждений. В этом случае усталостная прочность баббита соизмерима с прочностью свинцовистой бронзы или алюминиевых сплавов.
К выбору конструктивного оформления подшипников (отношение ширины вкладыша к диаметру, конфигурация поверхностей трения, смазочных канавок, холодильников, диаметральные зазоры в различных поясах) подходят с учетом улучшения гидродинамических характеристик. При этом возрастает сопротивляемость подшипника усталостным разрушениям. Стремятся создать такую конструкцию, которая устраняет режим возникновения граничного трепня, при этом в подшипнике снижается величина максимальных давлений в смазочном слое. Примером такого решения является переход на бесканавочную конструкцию подшипников дизелей тепловозов типа Д100. При этом удалось увеличить толщину масляного слоя почти в 3 раза и резко увеличить долговечность подшипников, залитых баббитом БК2.
Возникновение и развитие трещин усталости связано с поверхностными пороками, дефектами изготовления, рисками, вмятинами и другими повреждениями, вызывающими концентрацию напряжений. Последние особенно ощутимо сказываются на подшипниках, имеющих механическое крепление антифрикционного слоя к корпусу. Так, например, при наличии раковин в баббитовом слое вагонных подшипников трещины усталости возникают уже после двухмесячной эксплуатации [3].
Смазочная среда. Смазка в процессе трения взаимодействует с материалом подшипника и цапфы и оказывает влияние на служебные свойства подшипников; Сравнительно резко снижается усталостная прочность подшипников со слоем свинцовистой бронзы при работе с масла
ми, содержащими растворенные органические кислоты, которые вызывают избирательную коррозию свинцовой составляющей [9] и снижают усталостную прочность. Особенно резко возрастает коррозия с повышением температуры и при попадании
Рис. б. Зависимость коррозионной агрессивности масел от продолжительности окисления
Продолжительность службы
Рис. 5. Зависимость долговечности подшипника от толщины баббитового слоя (средняя нагрузка 93 кгс/см2)
192
масло воды. На коррозию свинцовой составляющей большое влияние оказывает сорт масел. Так, испытаниями на приборе ДК2 НАМИ [3] была установлена значительная коррозия свинцовистой бронзы в масле марок М12 и М12Б и менее ощутимая в других сортах (рис. 6).
Для ряда материалов агрессивное воздействие масла с моющими присадками, способными стравливать окисную пленку с антифрикционного сплава, также снижает усталостную прочность подшипников. Например, имеет место значительно большая сменяемость подшипников дизелей тепловозов со слоем свинцового баббита БК2 при использовании масел с присадками ВНИИ НГ1-366 и ЦИАТИМ-339.
Характеристики усталостной прочности. По оценке усталости подшипниковых материалов имеется большое количество сведений. Сопротивление образованию усталостных трещин подшипниковых материалов устанавливалось с помощью испытаний на образцах, лабораторных установках и на стендах, имитирующих работу подшипников.
Сведения об усталостной прочности различных подшипников приводятся фирмой «Glacier Metal Со» (табл. 18).
18. Характеристики усталостной прочности различных подшипниковых сплавов
Установка Антифрикционный материал Усталостная прочность, кгс/мм2 Относительная усталостная прочность по сравнению с баббитом
Лабораторная маши- Оловянный баббит 1,40 1,00
на (база 107 циклов) Си - 35 РЬ А1 — 6,5 Sn — 1 Ni — 1 Сицельноли- 2,66 1,90
ТОЙ 4,23 53,05
Машина типа Оловянный баббит 0,56-1.05 1.00
«Ундервуд» Си- 35 РЬ Оловянный баббит толщиной 1,05-1,75 1,73
0,1 мм 1,40-2,80 2,60
Си—РЬ с Sn или Ag 2,10-2,80 3,02
Алюминиевые сплавы 2,80-3,50 3,92
Машина «Viking» Оловянный баббит (7% Sb, 8% Си) Свинцовый баббит (1% Sn, 15% Sb, 1,33 1,00
1% As) Си—РЬ с покрытием сплавом РЬ + 1,30 0,97
+ 10% Sn толщиной 0,04 мм Си—РЬ с покрытием сплавом РЬ — 2,87 2,16
5 In толщиной 0,04 мм 2,87 2,16
Си—ЗОРЬ, «печенная Al—20Sn — lCu — биметалл на 2,38 1,79
стали 3,22 2,42
- .. Си—22РЬ—4Sn, спеченная 3,85 2,90
Представляют также интерес данные фирмы «Glacier» о максимальных Давлениях, допускающих работу подшипников без выкрашивания (табл. 19), и относительные характеристики выносливости для различных материалов, приведенные в табл. 20.
В последнее время были проведены [10] обширные испытания по определению предела усталости антифрикционных слоев подшипников (табл. 21). Эти данные с Достаточной достоверностью можно использовать при выборе сорта подшипниковых сплавов.
193
chipmaker.ru
19. Допустимые удельные давления на подшипники, изготовляемые из разных металлов
Антифрикционный материал Удельное давление на подшипник, при котором наступает выкрашивание, кгс/см2 Отношение максимального удельного давления для данного подшипника к удельному давлению, выдерживаемому оловянным баббитом
При испытании на матине типа «Ундервуд»
Оловянный баббит 70 1,00
Кадмиевые сплавы 75 1,07
Свинцовистая бронза 120 1,70
Тонкий слой баббита (0,07 мм) Свинцовистая бронза с добавкой серебра 180 2,60
или олова 210 3,00
Алюминиевые сплавы 270 3,90
Серебро 300 4,35
Бронза 600 8,70
При испытании на машине фирмы «Glacier»
Оловянный баббит (7% Sb, 3% Си) 140 1,00
Свинцовый баббит (15% Sb, 1% Sn, 1% Си) 140 1,00
Свинцовистая бронза с мягким покрытием 300 2,10
Сплав 70% Си, 30% РЬ, металлокерамика 250 1,80
Сплав 60% Си, 40% РЬ, металлокерамика 220 1,55
Сплав 74% Си, 22% РЬ, 4% Sn, металле-
керамика 400 2,90
Сплав 20% Sn, 1 % Си, остальное алюминий 340 2,40
20. Относительные характеристики выносливости различных сплавов
Антифрикционный материал Относительная выносливость Минимальная рекомендуемая твердость шеек НВ
Оловянный баббит 1,0 160
Свинцовый баббит 1,0 160
Свинцовистая бронза (спеченная с гальваническим покрытием свинцово-оловянным сплавом) 1,8 230
Свинцовистая бронза (спеченная) без покрытия 1,9-2,1 280
Свинцовистая бронза (спеченная) с наплавкой свинцово-оловянным сплавом 1,9-2,1 280
Алюминиево-оловянный сплав (20% Sn, 1% Си) 2,5 200
Рис. 7. Кривые усталости для подшипников из различных сплавов (вал из стали 45. закалка ТВЧ. HRC 56—58, масло ДП11), испытывавшихся:
1, 3, 5 — при скорости 7 м/с соответственно для сплавов АО20-1, БрСЗО и БЕЗ; 2, 4 и б — при скорости 9 м/с соответственно для сплавов АО20-1, БрСЗО и Б83
194
21. Значения пределов усталости антифрикционных слоев
Антифрикционный сплав НВ Предел усталости, кгс/мм2» для подшипника
длиной 29,5 мм, диаметром 52,7 мм длиной 20,5 мм, диаметром 54,0 мм
Оловянный баббит (SAE12) толщиной 0,25 мм Свинцовый баббит (SAE15) толщиной 0,25 мм 28-33 17-22 3,5 3,5 —
Алюминиевый сплав: 20% Sn, 1% Си 38-43 9,1-10,5 10,5
10% РЬ, 4% Si — 9,1-10,5 —
6% Sn, 1% Си, 1% Ni 42-47 9,8-10.5 —
6% Sn, 1% Си, 1% Ni с покрытием толщиной 0,025 мм (РЬ + 10"„ Sn) — 10.85 —
Свинцовистая бронза спеченная (30% РЬ) с покрытием 0,025 мм (РЬ + 10‘’Д Sn) 40-50 11,2-12,6 11,9
Свинцовистая бронза литая (24";, РЬ, Г.’„ Sn) с покрытием ,0,025 мм (РЬ + 10’’,', Sn + 2?;, Си) 50-60 — 11,9
Алюминиевый сплав (11",, Si, Г’„ Си, 1'.’;, Mg, 1% Ni) с покрытием 0,025 мм (РЬ + 10",, Sn) 55-65 > 12,6
22. Сведения по усталости различных подшипниковых сплавов (данные Заволжского моторного завода)
Состав антифрикционного материала вкладыша Толщина рабочего слоя, мм Усталостная прочность. кгс/см2 Относительная усталостная прочность
Сплав СОС6-6 (6% Sb. 6",, Sn, остальное РЬ) 0.37 135 1,0
0,16 150 1,1
0,10 164 1,22
0,07 187 1.38
0.04 220 1.63
Вкладыши типа «Дюрекс-100» (40"/„ Ni и 60“,, Си
спеченная, рабочий слой — сплав СОС6-6) 0,08-0,12 170 1,26
Сплав АО20-1 (ГД', Си. 20"„ Sn, остальное А1) 0,3-0,4 470 3,5
0,63 430 3,18
0,13 540 4.0
Сплав АМО-1-6 (1% Си, 6";, Sn. 0,5";, Ni. осталь-
ное А1) 0,3-0,4 555 4.11
То же, с покрытием толщиной 0,01—0,02 мм
(90% РЬ 4- 10% Sn) 0,3-0,4 555 4.11
Вкладыши фирмы «Glacier» (30%, РЬ, 70%, Си спеченная) с покрытием юлщиной 0,01—0,2 мм (90% РЬ + 10%; Sn) 0,35 430 3.18
Вкладыши фирмы «Vanderweit» (23%', РЬ, 1,5%, Sn, 0,5% Fe, остальное Си) с покрытием толщиной 0,033 мм (90% РЬ+10% Sn) 430 3.18
То же, с покрытием толщиной 0,019 мм — 510 3.78
Вкладыши фирмы «Глюко» (21,5",, РЬ, 1,5",; Sn. 0,3%; Fe, остальное Си) с искры i нем толщиной 0,026 мм (8,5% Sn + 2",, Си + РЬ) - 550 4,07
195
7*
chipmaker.ru
Результаты испытаний по оценке сопротивляемости усталости различных подшипников приведены в табл. 22.
В ЦНИДИ при испытаниях подшипников удалось построить полные. диаграммы усталости для двух частот вращения вала. Испытания проведены на модернизированной машине типа «Сапфир», позволяющей в широких пределах изменять нагрузку и частоту вращения цапфы. Результаты испытаний показаны на рис. 7.
Прирабатываемость
Приработка поверхностей трения осуществляется за счет пластического деформирования и износа. Пластическое деформирование преимущественно развивается у подшипников, имеющих сравнительно грубую пригонку и мягкий антифрикционный слой. Чем больше твердость подшипникового сплава при рабочей температуре подшипника, чем больше сопротивляемость местной пластической деформации, тем при прочих равных условиях приработка подшипников потребует большей продолжительности. Свойства антифрикционных сплавов при рабочей температуре подшипников и для сравнения свойства при комнатной температуре приведены в табл. 23.
23. Свойства подшипниковых сплавов при повышенной температуре
Марка Механические свойства Температура рекристаллнза-Нии, °C
при + 20:С при + 100’С
^СЖ» кгс/мм2 8, % НВ ^СЖ’ КГС/ММ2 8, % НВ
Б83 9,1 6,0 29.0 6,1 15,2 14,5 80
Б16 8,6 0,2 27,4 5,6 0.4 17,5 100
БКА 11.8 2,5 20,0 7,8 10,0 16.0 120
ЦАМ9-1,5 32,2 4.0 98 20.0 7,4 50.0 180
АО20-1 5,0 12,8 36 4.0 15,0 30,0 200
БрСЗО 8,4 5,0 28,0 7,4 6,0 26,0 300
Процесс приработки описывается зависимостью интенсивности изнашивания или температуры от времени (рис. 8).
При протекании в условиях воздействия абразивов приработка ускоряется по мере увеличения пути, пройденного абразивными частицами при их относительном перемещении между валом и подшипником. Путь перемещения частиц зависит от скорости скольжения, их закрепления в антифрикционном материале, что определяется твердостью и соотношениями скоростей наклепа и разупрочнения материала под влиянием тепла, выделяющегося при деформации под воздействием внедряющейся абразивной частицы. Последнее во многом зависит от температуры рекристаллизации, величина которой для ряда сплавов приведена в табл. 23.
Если в процессе износа происходит перенос металла и образование тонких защитных пленок металла, что наблюдается у антифрикционных сплавов, имеющих мягкую структурную составляющую (БрСЗО, АО20-1, АО9-1 и др.), то процесс приработки будет протекать ускоренно. В случае, когда в результате схватывания будет проявляться глубинное разрушение, сопровождаемое образованием наростов и вырывами металла, процесс приработки затрудняется. Такой процесс не проявляется, если соблюдается правило положительного градиента механических свойств, сформулированное И. В. Крагельским [13]. В связи с этим приработка проходит э(]>фективнее, когда взаимодействие трущихся поверхностей сопровождается разупрочнением участков контактирования антифрикционною сплава, что осуществляется в режиме трения на грани заедания [11]. Приработка облегчается также
196
Рис. 8. Изменение' температуры в зависимости от времени испытаний баббита БКА и БС1 (б) в вагонных подшипниках скольжения __ ....... ...............,
при возникновении условий для образе-вания избирательного переноса [5], когда на поверхности трения взаимодействие-со смазочной средой приводит к избирательной коррозии более химически активных компонентов. В медных сплавах такими металлами являются цинк, олово
И ДР-
Сопротивляемость изнашиванию
Большинство сведений по износу различных подшипниковых сплавов относится к периоду установившегося режима работы трущихся деталей.
Сведения по износу приводятся в качестве сравнительных данных на основании испытаний в лабораторных установках и в реальных узлах различных агрегатов. Ниже приведены некоторые данные о сравнительной износостойкости различных антифрикционных сплавов.
На стенде типа «Ундервуд» при давлении 50 кгс/см2 и смазке маслом ДП-11 в паре со стальным валом (твердость НВ 160 — 170) был установлен [4] относительный износ шеек валов, приведенный в табл. 24.
24. Относительный износ шеек валов
Сплав Относительный линейный износ шейки вала Сплав Относительный линейный износ шейки вала
Баббит БЕЗ Свинцовистая бронза БрСЗО Алюминиевый сплав АО9-2 1,о 4,0 '3,5 Алюминиевый сплав А09-2 с покрытием (10% Sn, 90% РЬ) Сплав А09-2 с покрытием, содержащим дисульфид молибдена 1,93 1,45
Применительно к двигателям автомобилей сделана оценка антифрикционных свойств свинцовистой бронзы п алюминиево-оловянных сплавов. Так, например, по данным работы [29], при испытании автомобильных подшипников после 105 км пробега изменение зазоров было меньше у подшипников со слоем сплава типа АО20-1 (табл. 25).
25. Износ подшипников автомобильных двигателей
Антифрикционный материал Увеличение зазора, мм
максимальное среднее
Бинарная свинцовистая бронза с покрытием мягких металлов Алюминиево-оловянный сплав (20% Sn, 1% Си) 0,014 0.010 0,013 0,009
197
chipmaker, ru
26. Сведения по износу Подшипников отечественных автомобильных двигателей
Показатели испытаний Интенсивность изнашивания Г 104, мкм/км
в г. Горьком в 1-м таксомоторном парке Москвы
Средний износ; шеек коленчатого вала, работавших со сталеалюминиевыми вкладышами 4,03 2,10
верхних сталеалюминиевых вкладышей 0,78 0,80
нижних сталеалюминиевых вкладышей 0,37 0,30
Условное увеличение диаметрального зазора подшипников со сталеалюминиевыми вкладышами 5,18 3,20
Средний износ: шеек коленчатою вала, работавших со стандартными вкладышами, залитыми сплавом СОС6-6 3,24 1,50
верхних стандартных вкладышей 2,34 2.20
нижних стандартных вкладышей 1,34 2,00
Условное увеличение диаметрального зазора подшипников со стандартными вкладышами 6,92 5,70
Отношение значений увеличения диаметрального зазора подшипников со сталеалюминиевыми вкладышами 0,75 0,56
27. Износ подшипников двигателей Челябинскою тракторного завода
Сплав Время работы, ч Средний износ вкладышей Средний износ вала / Средняя овальность вала Увеличение среднего зазора на масло
мм
АО9-1 2509 0,025 0,012 0,002 0,034
3242 0,045 0,010 — 0,045
2323 0,014 0,018 0,006 0,030
2365 0,018 0,015 0,006 0,060
АСМ 3774 0,082 0,081 — 0,080
2599 0,052 0,029 0,007 0,073
2500 0,014 0,027 0,007 0,025
2500 0,087 0,009 — —
Рис. 9. Износ различных антифрикционных сплавов в подшипниках дизелей тепловозов: а — шатунных; б — коренных
1 — сдлав АО9-2; 2 — сплав АОЗ-1; 3 — бронза с БК2
198
Сравнительные данные по линейному износу вкладышей автомобильных двигателей в СССР для двух материалов (баббитов СОС6-6 и АО20-1) приведены в табл. 26.
Представляют интерес данные о величинах износа подшипников двигателей Д108 и Д130 тракторов, наблюдение за работой которых осуществлялось работниками Челябинского тракторного завода (табл. 27).
Износостойкость некоторых антифрикционных сплавов подшипников тяжелых дизелей тепловозов показана на графиках рис. 9.
Совместимость элементов трущейся пары
При работе в режиме граничного трения или трения без смазки сопротивляемость изнашиванию и образованию задиров во многом определяется видом подшипникового материала, металла вала и типом смазочной среды. Выбор элементов трущейся пары осуществляется с учетом их совместимости. Под совместимостью понимают способность данной пары при принятой смазочной среде или в отсутствии смазки приспосабливаться один к другому в процессе взаимного перемещения, обеспечивая заданную долговечность без повреждений поверхностей трения, приводящих к выходу из строя деталей. Изучение совместимости трущихся пар нашло отражение в работах [3, 12, 16, 25].
Устойчивая длительная работа трущейся пары без существенных повреждений наблюдается при жидкостном режиме трения, хотя иногда наблюдаются коррозионные повреждения и особенно кавитационные разрушения трущихся поверхностей. В реальных же условиях подшипник, как правило, работает в полужидкостном режиме, когда одновременно проявляются объемные и поверхностные свойства масел. Относительная доля граничной и жидкостной смазки в этом режиме зависит от условий работы (скорость, нагрузка, температура масла), характерпзуе-
_ 11п
мых так называемым безразмерным критерием параметрами шероховатости
трущихся поверхностей и отчасти сортом масла. Влияние материала подшипника и вала в значительной мере проявляется в способности при режиме граничного трения образовывать менее или более прочные граничные пленки, способные повысить или снизить трение. Ф. П. Боуденом [2] установлено, что при граничном трении помимо физической адсорбции полярных молекул смазки проявляется химическое взаимодействие с. металлами жирных кислот, содержащихся в маслах. По способности к реакции с маслом металлы делятся на активные (Sn, Си, Zn, РЬ, А] и др.) и неактивные (Ag, Au, Pt и др.). Первые образуют с жирными кислотами химические соединения типа мегаллических мыл, являющихся хорошими смазками. Такие мыла, образованные в результате химической реакции с маслами, способны сохранять граничные пленки до значительно более высоких температур. При этом в отличие от граничных пленок, образованных в результате физической адсорбции, пленки на основе мыла восстанавливаются в процессе их разрушения или износа.
Прочность масляной пленки и эффективность защиты трущихся поверхностей °т схватывания зависят во многом от температуры в зоне контакта. Реакция трущегося узла на повышение температуры различается в зависимости от сорта масла, ^го вязкости, степени очистки и во многом определяется типом материала подщипника и цапфы и шероховатости их поверхности.
Величина критической температуры, при которой образуется десорбция граничного слоя, возрастает при легировании алюминиевых и медных сплавов [16]. Характеристики трения ( f, Мл) изменяются существенно от температуры масла. в итоге специальных испытаний [19] представилось возможным оценить влияние Ряда факторов, в том числе и вид материалов трущихся пар на создание режима наРУШения сплошности масляного слоя. Результаты этих испытаний приводятся Ниже. На рИС ip приведены зависимости характеристик трения от температуры адя трех типов сплавов, отличающихся твердостью. Наиболее высокие температуры
199
Рис. 10. Зависимость момента и коэффициента трения от температуры дизельного масла марки Д11 при трении по мягкой стали (НВ 150): 1 — сплава ЦАМ9-115; 2 — сплава АСМ; 3 - баббита БК2
Рис. 11. Графики изменения коэффициент i трения от температуры нагрева масла J. i различных сплавов
перехода к режиму граничного трения наблюдаются при испытании мягкого баббита марки БК2, наихудшие показатели у твердого цинкового сплава, и промежуточное положение занимает сплав АСМ. Резко отличаются свинцовист не бронзы от алюминиево-оловянных и алюминиево-свинповьж сплавов. На графиках рис. 11 это различие прослеживается отчетливо. Свинцовистые бронзы вызывают переходной режим при более низких температурах масла. Состав исследуемых сплавов приведен в табл. 28.
28. Состав (%, остальное алюминий) сплавов, выбранных для проведения испытаний но определению параметров режима нарушения сплошности
Сплав Sn Си Ni Si Pb НВ
АС15-0,5 0,5 15 35
АС 15-3 3 — — — 15 42,1
А020-1гр 17-23 0,7-1,2 — — — 40,6
АО20-1 17-23 0,7-1,2 — — — 20,1
АО9-1 8-10 0,8-1,2 — — — 31,6
АО9-2 8-10 2-2.5 0.8-1,2 0,3-0,7 — 54.0
БрСЗО* — 70 — — 30 34
БрОС1-22* 1 77 — 22 48
* Без алюминия.
а — баббита БК2; б — сплава А9-2; 1, 2, 3 и 4 — незакалепной цапфы при смазке соответственно вазелиновым маслом, вазелиновым маслом со стеариновой кислотой (1%); дизельное масло и дизельное масло со стеариновой кислотой; 5, 6, 7 и 8 — закаленной цапфы при смазке соответственно вазелиновым маслом, вазелиновым маслом со стеариновой кислотой, дизельным маслом и дизельным маслом со стеариновой кислотой
200
При прочих равных условиях один и тот же подшипниковый сплав ведет себя различно в зависимости от типа материала цапфы и вида смазки. Резко повышается переходная температура при введении в масло поверхностно-активных мирных кислот. На рис. 12 это влияние хорошо заметно. Степень этого влияния различна в зависимости от типа сплава. На мягком свинцовом баббите марки £>К2 это влияние проявляется в большей мере.
Задиростойкость
Влияние вида подшипниковых материалов сказывается на образовании задира л на степени повреждения трущихся поверхностей в результате прохождения этого процесса.
Одним из необходимых условий образования задира является разрушение (десорбция) граничной пленки смазки, при котором согласно работе [1] контактные напряжения т становятся близкими к предельным. Условия же образования граничного трения и стойкости граничной пленки во многом определяются материалом подшипника и цапф. Лучшими материалами в этом отношении являются мягкие баббиты, затем сплавы, содержащие мягкие структурные составляющие (сплавы АО20-1, АО9-1, БрСЗО и др.). Хуже себя ведут, как правило, твердые антифрикционные сплавы без включений мягких металлов. В связи с этим подшипники, изготовленные из таких материалов, имеют тонкослойные покрытия мягких металлов (0,01—0,03 мм). Состав наиболее распространенных покрытий в Англии приведен в табл. 29.
29. Составы мягких покрытий подшипников
Покрытие Химический состав, %
РЬ Sn Си In
Оловянное - 100 - -
Свинцово-оловянное 90 89 87* 10 10 10* 1 3* —
Свинце во-ии диевое 95 - - 5
Одно из наиболее долговечных покрытий.
После десорбции ориентированных слоев молекул поверхностно-активных веществ на поверхностях трения возникают участки, на которых взаимодействие поверхностей происходит в режиме трения без смазки. Поведение материалов в этом периоде зависит от сопротивляемости схватыванию [23].
Поскольку процесс схватывания двух поверхностей при трении сопровождается большим тепловыделением, происходит сравнительно быстрый нагрев поверхностных слоев, вплоть до плавления всего металла, либо легкоплавкой структурной составляющей.
Условно антифрикционные сплавы можно разбить на три группы, каждая из которых имеет свои отличительные особенности схватывания и сопротивляемости задиру. Эти особенности отражены в табл. 30.
Сплавы на железной основе (стали и чугуны) при задирах образуют высокую степень повреждения поверхностей трения, сопровождающуюся холодным свариванием отдельных участков и значительным вырывом металла.
201
30. Особенности процесса схватывания и повреждений различных подшипниковых сплавов
Группа сплавов Температура плавления, СС Характер процесса схватывания Характер повреждений поверхностей подшипника Характер повреждений поверхностей цапфы
Сплавы на оловянной и свинцовой основах <350 В тонком поверхностном слое Мелкие рнскн и вырывы ———. Перенос антифрикционного сплава без разру. шений н вырывов
Сплавы на цинковой основе. Алюминиевые сплавы с мягкими структурными составляющими (олово, свинец, кадмий) <650 В тонком поверхностном слое и глубинное разрушение Мелкие и крупные риски и вырывы Риски и иногда вырывы металла
Сплавы на алюминиевой основе без мягких структурных составляющих и сплавы на медной основе* < 1000 Сопровождается глубинным разрушением металла Риски и вырывы металла Риски, вырывы металла и сетки термических трещин
* При расплавлении меди иногда
наблюдаются хрупкие разрушения валов из-за адсорб-
ционного снижения их прочности.
В процессе схватывания сопряженных поверхностей интенсивно развивается пластическая деформация. В зависимости от условий работы трущегося узла при этом либо наблюдается упрочнение антифрикционного сплава, что определяется прежде всего по увеличению твердости, либо при достаточном тепловыделении происходит горячая деформация антифрикционного сплава выше порога рекристаллизации. В этом случае упрочнения не наблюдается. Степень упрочнения при наклепе в результате пластической деформации определяет главным образом и степень повреждения при схватывании.
Специальными экспериментами по оценке сопротивляемости схватыванию при трении (установка УИС) была установлена способность некоторых антифрикционных сплавов к упрочнению [19].
По сопротивляемости схватыванию при трении, характеризуемой значениями нагрузки перемещения двух пластин (стальная и из испытуемого сплава), при которой фиксируется образование мостиков схватывания [19], представилось возможным расположить различные антифрикционные сплавы следующим образом (в порядке возрастания нагрузки схватывания): БК2, Б83, АО20-1, АО9-1, ЦАМ10-5, ЦЛМ9-1,5, АО9-2, АС15-0.5.
Выбор подшипниковых сплавов
Подшипниковые сплавы выбирают в зависимости от условий работы и других параметров. Рекомендации по использованию различных сплавов изложены в монографиях [3, 6, 18 и др.]. Наибольшее количество рекомендаций дано применительно к использованию баббитов. А. К. Зайцевым установлена допустимая статическая нагрузка на подшипники со слоем баббита, равным половине величины предела пропорциональности при сжатии, определенной при рабочей температуре подшипников (75' С), им же предложен универсальный критерий для выбора матс-
202
оизведение pv (давление на скорость)*. Этот критерий принимается риала- Р д0 настоящего времени, причем в зависимости от значений этого В° ВШ пения различаются легкие, облегченные, обыкновенные, ут яжеленные и очень пР°изые уСЛОВия работы подшипников. К тяжелым относят работу, которая тяЖеЛ^гствуст произведению pv = 300 (кгс/см2) • (м/с). По другим источникам допус-С0 т значительно более высокие нагрузки и скорости [18].
Ка1°т-паницу использования различных антифрикционных сплавов при обеспечении овном режима жидкостного трения определяет усталостная прочность металла В подшипнике. Применительно к мягким баббитам — лучшим сплавам по анти-“ 11Кпионным свойствам, стремятся повысить их усталостную прочность за счет снижения толщины слоя, уменьшения температуры масла, использования бронзовых или латунных корпусов подшипников, при которых обеспечивается меньшее „азчичие в температурных коэффициентах линейного расширения, более высокой точности изготовления и чистоты обработки и других мероприятий.
В связи с этим один и тот же материал может выдерживать различные условия работы. Так, например, для баббитов допускаются [31] давления, приведенные в табл. 31.
31. Допустимые давления для подшипников, имеющих различную толщину слоя баббита
Толщина слоя баббита, мм Давление, кгс/см2
Нормальное условия работы Тяжелые условия работы Максимально допустимое
0,4 105 70 140
0,05-0,12 140 105 245
Различные допустимые давления на подшипники устанавливают [31] и для более твердых сплавов в зависимости от условий работы и вида исполнения вкладышей (табл. 32).
32. Влияние вида сплава и условий работы па допустимые давления па подшипники
Материал Давление, кгс/см2 К
Нормальные условия работы Тяжелые условия работы Максимально допустимое
Свинцовистая бронза 210 140 280
Цельнолитой алюминиевый сплав Алюминиевый сплав, нане-сонный на сталь, имеющий покрытие из мягких метал- 245 175 385
ЛОВ 280 175 490
-
В общем случае помимо условий работы (pv и Т, °C) при выборе подшипниковых сплавов следует учитывать технологические факторы изготовления вкладышей и их инструктивные особенности. С учетом оценки этих факторов в работе [3] дано • ’этическое разделение условий использования сплавов (табл. 33).
весьмаКппиб1>ИЙ ХОТЯ 11 ПОЛУЧИЛ широкое распространение на практике, однако является TeoHcTuvSi-. л,1женным 11 не всегда соответствует данным экспериментов. Более общей харак-является р"ет (подробнее см. гл. 4).
203
chipmaker.ru
33. Рекомендации по уеЛ0ВИЯМ использоваН||Я различвых ___________________Условия работы Г "*
Список литературы
1 Алексеев Н. М., Крагельский И. В. Задача о движении штампа по пластическому ^пространству с учетом упрочнения в связи с вопросами заедания пар тления. — В со : исследование по триботехнике. М., 1975, с. 5-17. ?
w 2 Боуден Ф. п., Тейбор Д. Трение и смазка. М, Машгиз, 1963. 232 с. Пер. с анг.
3. Буше Н. А. Подшипниковые сплавы для подвижного состава. М., «Транспорт», 1967, •И4 с.
4 Галашев Н. Н. Исследование алюминиевых сплавов для подшипников судовых дизелей.—«Труды Лпвта» [Сборник статей молодых научных работников]. Л., 1968, с. 18—22.
5. Гаркунов Д. Н., Крагельский И. В., Поляков А. А. Избирательный перенос в узлах трения. М„ «Транспорт», 1969, 103 с.
F 6. Зайцев А. К. Типовые баббиты, стандартные и новые. М„ Цветметиздат, 1932. 270 с.
7. Захаров Р. С., Янковский Е. И. Определение надежности подшипников коленчато. о вала судовых ДВС — «Труды Николаевскою кораблестроительного института», 1970, вып. 34, с. 102—107.
8 Захаров С. М. Гидродинамические режимы смазки подшипников дизеля 2Д100. — «Вестник ЦНИИ МПС», 1965, № 2, с. 25-29.
9. Зуидема Г. Г. Эксплуатационные свойства смазочных масел, (пер. с англ.). М., Гос-техиздаг, 1957, 171 с.
10. Изготовление и испытание подшипников с антифрикционным слоем из высокооловя-нистых алюминиевых сплавов.—«Труды НАМИ», вып. 82, 1966, с. 50 — 70. Авт.: Н. М. Рудницкий, Ю. А. Рассадин, А. Д. Курицына н др.
11. Карасик И. И., Силин Л. В. Оценка прирабатываемости материалов по предельным режимам нагружения. М, «Экспресс-Стандарт», 1973, № 20, с. 10 — 12.
12. Костецкий Б. И. Трение, смазка и износ в машинах. Киев, «Техника», 1970. 395 с.
13. Крагельский И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1968. 480 с.
14. Литенные бронзы. Л., «Машиностроение», 1973. 312 с. Авт.: К. П. Лебедев, Л. С. Равнее, Г. Ф. Шеметев, А. Д. Горячев.
15. Лунев А. А. Литейные медистые антифрикционные стали.—«Литейное производство», 1955, № 5, с. 15 — 18.
16. Матвеевский Р. М. Температурная стойкость граничных смазочных слоев и твердых смазочных покрытий при трении металлов и сплавов. М., «Наука», 1971, 227 с.
17. Мошков 5. Д. Пористые антифрикционные материалы. М, «Машиностроение», 1968. 207 с
18. Петриченко В. К. Антифрикционные материалы и подшипники скольжения. М., Машгиз, 1954. 383 с.
19. Подшипники из алюминиевых сплавов. М, «Транспорт», 1974. 256 с. Авт.: Н. А..Буше, А. С. Гуляев, В. А. Двоскина, К. М. Раков.
20. Применение цинкового сплава взамен бронз и баббитов. М., Трансжелдориздат, 1961.
72 с. Авт.: П. Г. Абрамов, Н. А. Буше, В. А. Двоскина, М. С. Кручинин.
21. Рудницкий Н. М. Выносливость материалов для подшипников скольжения автомобильных двигателей. М., Машгиз, 1955. 56 с.
22. Семенов А. П., Савицскгш Ю. Э. Металлофтсгропластовые подшипники. М., «Машиностроение», 1976. 190 с.
23. Семенов А. П. Схватывание металлов. М, Машгиз, 1958 280 с.
24. Смирягин А. П., Смирягина Н. А., Белова А. В. Промышленные цветные металлы и сплавы. Справочник. М., «Металлургия», 1974. 488 с.
25. Хрушов М. М., Бабичев М. А. Исследование изнашивания металлов. М., Изд-во АН СССР, 1960. 351 с.
26. Хрушов М. М. Усталость баббитов. Изд-во АН СССР, 1943. 150 с.
27. Шпагин А. И. Антифрикционные сплавы. М_, Металлургиздат, 1956. 326 с.
28. A. Buske. Aluminium Lager in Motorenbau. — «Motortechnicshe Zeitschrift», 1954, Jahrgang, 15, s. 337.
29. Campbell Y. Tire development and testing of engine bearings. — «1ААЕ Journal», 1964, vol. 24, N 11-12, p. 182-193.
30. Pratt G. G. New developments in bearing materials. — «SAE Preprints», Internal. Autom. tng. Congress, Jan. 13-17, 1969, N 690112.
31. I. B. Mohler. A1 on steal bearings Diesel. Power 31, N 9, 1953.
,2- E- Roemer. Werkctoffe und Schichtauflou bei Gleitlagem.— «Zeitschrift fur Werkstoff-techmk», 1973, Bd 4, N 8, s. 434 - 442.
33. Sliding-Bearing Materials. — «Machine Design», 1974, vol. 46, N 15, p. 37—44.
chipmaker.ru
Глава 8
Технологические методы повышения износостойкости материалов и узлов трения
Chipmaker.ru
Общие положения
Контактное взаимодействие деталей в узлах трения связано с геометрическими и физико-механическими параметрами качества сопрягаемых поверхностей. К первым относятся шероховатость (микронеровности), волнистость, отклонения от правильной геометрической формы (макронеровности), направление неровностей, точность деталей; ко вторым — микротвердость поверхности, степень и глубина наклепа и др.
Влияние шероховатости поверхности сопряженных деталей на износ в основном проявляется в процессе их приработки, в течение которой происходит изменение размеров и формы неровностей, а также их направления. В связи с этим конструктору целесообразно назначать метод обработки поверхности, обеспечивающий уже на стадии изготовления деталей получение оптимальной шероховатости, наблюдаемой в зоне нормального износа. При этом время на приработку значительно сокращается, а износостойкость соединения возрасгает.
Для обеспечения определенной опорной площади детали совершенно недостаточно ограничиваться только назначением высоты неровностей (класса шероховатости), необходимо указывать технологический метод получения поверхности с заданными параметрами.
Учитывая, что продольная и поперечная шероховатости различны в большинстве случаев, для оценки качества поверхности следует учитывать направление неровностей обработки. Влияние направления следов обработки (направление неровностей) на износостойкость различно в разных условиях трения и при разных размерах неровностей. При жидкостном трении и малой высоте неровностей направление неровностей значения не имеет, однако при увеличении шероховатости более выгодным оказывается расположение неровностей, параллельное направлению движения.
При граничном трении поверхностей с малыми неровностями и с параллельным направлению движения их расположением возникает схватывание и износ оказывается больше, чем при перпендикулярном расположении. Для поверхностей с большой шероховатостью, когда схватывания не происходит, параллельное направление рисок дает наименьший износ.
Величина коэффициента трения тоже связана с расположением неровностей и их высотой. При сочетании поверхностей, имеющих одинаковое направление неровностей при их перпендикулярном расположении к движению, коэффициент трения достигает наибольшего значения. При перпендикулярном направлении неровностей трущихся поверхностей или при их перекрещивающемся расположении величина коэффициента трения минимальна.
Износостойкость сопрягаемых деталей в значительной степени зависит от волнистости, а углубления (карманы) способствуют удержанию смазки (после шабрения, виброобкатки и т. д.).
Отклонения от правильной геометрической формы (отклонения формы или макронеровности) связаны с точностью обработки деталей, характеризуемой также
206
гонениями действительных размеров элементов детали от заданных (погреш-°ости размеров) и отклонениями от номинального расположения рассматриваемой Новерхности, ее оси или плоскости симметрии относительно баз или отклонения от номинального взаимного расположения рассматриваемых поверхностей (отклонения расположения).
Точность обработки и отклонения формы зависят от условий выполнения технологического процесса (упругих и температурных деформаций технологической системы станок — приспособление — инструмент — деталь, т. е. системы СПИД, размерного износа инструмента и т. д.).
Точность обработки (погрешность обработки) определяют или укрупненно, по таблицам точности обработки поверхностей, или расчетно-аналитическим методом, на основе анализа первичных элементарных погрешностей обработки.
Отклонения формы и расположения поверхностей регламентируются ГОСТ 10356—63, в соответствии с которым оценивают их предельные значения и устанавливают степень точности. Вместе с тем следует учитывать, что при одинаковой степени отклонения от правильной геометрической формы, но при различной геометрической характеристике этих отклонений (выпуклая, вогнутая, отклонения в одной плоскости или в двух плоскостях, закономерность изменения зазора при соединении деталей с определенным взаимным расположением и формой макронеровностей и т. д.) соединения имеют различную износостойкость.
В связи с этим для оценки макрогеометрии поверхностей следует иметь не только предельные значения отклонений от правильной геометрической формы, но и значь форму поверхности с законом изменения отклонений по всей номинальной площади детали, а для соединений важно учитывать взаимное расположение макронеровностей контактирующих поверхностей.
Точность сопряжения, устанавливаемая чертежом и определяемая величиной зазора в соединении, в значительной степени зависит от соотношения высоты неровностей, и величины поля допуска (точности обработки) каждой из сопрягаемых деталей. Если учесть, что в период начального износа высота неровностей может уменьшиться на 65—75% (при большей высоте, чем при оптимальной шероховатости), то в соединении появится дополнительный зазор, который может достигнуть величины допуска на изготовление детали, и точность соединения будет полностью нарушена (например, вместо требуемого чертежом соединения 2-го класса т очности фактически возникает соединение 3-го класса, вместо посадок скольжения появятся ходовые посадки и т. д.). Для предотвращения этого необходимо во всех случаях ответственных сопряжений, от которых требуется длительное сохранение установленной конструктором точности, вести обработку деталей при достижении определенной оптимальной шероховатости трущихся поверхностей.
Износостойкость 'зависит от микротвердостп поверхностного слоя. Предварительное упрочнение (наклеп) металла этого слоя уменьшает смятие и истирание Поверхностей при наличии их непосредственного контакта, внедрение поверхностных слоев, имеющее место при их механическом и молекулярном взаимодействий, препятствует развитию совместной пластической деформации металлов трущихся деталей, вызывающей холодную сварку-схватывание, являющуюся наиболее интенсивным видом износа.
Предварительное упрочнение, уменьшающее начальный износ деталей, оказывает существенное влияние на общую величину износа деталей в процессе их эксплуатации. Положительное влияние предварительного наклепа на износостойкость деталей проявляется не только в условиях трения со смазкой, но и в такой же мере проявляется и при сухом трении — износостойкость увеличивается в 1,5—2 раза и более. Особенно сильное влияние наклепа на износостойкость наблюдается для более пластичных и сравнительно мягких сталей, для которых даже незначительное повышение микротвердости в связи с их наклепом вызывает существенное снижение износа.
207
Процессы и параметры поверхностного слоя, обусловливающие упрочнение
2
Обработка дробью
Дробеабразиа-ная обработка
Центробежная обработка
Накатывание
го
ние физико^миаТичесчш— свойств поверхностного слоя изменение величины и знака остаточных напряжений в поверхностном слое, улучшение геометрии шероховатости обработкой поверхности 1
Вибрационное накатывание
Накатывание шариками
Поверхностное
j раскатывание Упрочнение чеканкой
Упрочнение резанием
Виброударная обработка
Тидровиброуда-Р'Чая обработка
Методы упрочнения
Материал заготовки Точность обработки
—3 ' 4 j
Класс шероховатости поверхности по ГОСТ 2789-73
Чугун, сталь, сплавы нз цветных металлов н на основе титана
Сохраняется от предшествующей обработки
1-3
7-9
4-5
Сохраняется от предшествующей обработки
Технологические возможности
Твердость обработанной поверхности
5
6
2-7
5-8
Увеличивается на один-два класса
7-11
9-1
2-4
3-5
4-7
5-8
Увеличивается на 20-40%
Увеличивается на 15-60%
Увеличивается на 20-50%
Увеличивается на 20-30%
Увеличивается на 20-40%
Увеличивается на 20-40“/
chipmaker.ru
Величина и знак изменения остаточных напряжений в not
HOCTHOM CJ кгс/см2
7
Напряжения сжатия 40-80
Напряжения сжатия 60-80
Напряжения сжатия 30-70
Напряжения сжатия 30-60
Толщина упрочненного или нанесен-
ного слоя, мм
min max
8 9
0,4 1,0
0,2 0,6
0,3 0,7
1,0 20,0
1,0 35,0
0,3 5,0
0,3 5,0
0,5 35,0
0,05 0,5
0,1 0,7
0,4 0,7
209
Продолжение табл. 1
1 2 3 4 5 6 7 | 8 , 9
Галтовка Чугун, сталь, сплавы цветных металлов и на основе титана Сохраняется от предыду-шей обработки 8-10 Увеличивается на 10-15% Напряжения | сжал ия 10 — 20 0,05 0,1
Гидрогалтовка 8-10 Увеличивается на 20-40% Напряжения сжатия 20 — 40 0,1 0,3
Вибрационная галтовка 10-12 У величивается на 10-15% Напряжения сжатия 10—15 0,05 0,2
Ультразвуковая упрочняющая обработка Увеличивается на 2 —4 класса Увеличивается на 50-90% Напряжения сжатия 80 — 100 0,1 0,9
Гидрополирование К —11 Увеличивается на 20-30% Напряжения сжатия 30 — 70 0,01 0,20
Алмазное сглаживание Увеличивается на 30-60% 0,01 0,20
Упрочнение поверхностной химико-термической (термодиффузионной) обработкой, изменение физико-химических свойств и структуры поверхностного слоя, изменение вели-чины и знака остаточных напряжений в поверхностном слое Цементация Малоуглеродистая сталь Коробление (поводка) 0,05-0,15 мм 1 Снижается на HRC 60-70 0,5 2,0
Азотирование Сталь, чугун Коробление 0,05-0,10 мм НУ 650-1200 Напряжения 0,05 0,60
Цианирование Сталь один-два класса HRC 60-75 0,01 2,5
Алитирование Сталь, чугун Коробление 0,05 — 0,15 мм - - 0.05 0,5
Хромирование Силицирование Микротвердость 1600 — 2000 - 0,02 0,30
- - 0,02 0,03
Сульфидирование Коробление 0,05-0,10 мм Не из меняется 0,05 1,00
Упрочнение поверхностной термической обработкой, Изменение физико-механических Закалка с нагревом газовым пламенем Коробление на 0,03-0,1 мм Снижается на один класс HRC 40-70 Напряжения сжатия 30-80 0.5 10,0
Продолжение табл. 1
1 2 3 4 5 1 6 7 8 9
свойств и структуры поверхностного слоя, изменение величины и знака остаточных напряжений Закалка с нагревом твч Сталь Коробление 0,03-0,07 мм Не изменяется HRC 40-70 0,2 10,0
Упрочнение наплавкой материалов с высокими эксплуатационными свойствами Ручная газовая наплавка Сталь, чугун и сплавы из цветных металлов Значительная деформация Грубая поверхность НВ > 200 -е- 400 Растягивающие напряжения 10-50 0,5 > 20
Ручная электро-дуговая наплавка Сталь, чугун и сплавы цветных металлов Значительная деформация 2,0 1,0
Электродуговая би-металлизация Сталь и сплавы цветных металлов 7-9 НВ 250-450 3-5
Механизированная наплавка под слоем флюса Сталь, чугун и сплавы цветных ме-таллов Значительная деформация
1,5 40,0
Электр ош лаковая наплавка
НВ 500-650 2,0 > 40,0
Вибро дуговая наплавка Незначительная деформация
НВ 500-650 0,3 з.о
Упрочнение напылением по-крытия на рабочие поверхности деталей с высокими эксплуатационными свойствами Газовая металлизация Металлы и неметаллические материалы Деформации нет НВ > 120 - 420 На наружных цилиндрических поверхностях возникают напряжения ежа-тия, а на внутренних поверхностях и плоскостях — напряжения рас/яжения 0.3 15,0
Электрометаллизация
1,3 15,0
Плазменная металлизация Сталь, чугун и сплавы цветных металлов Незначительная деформация НВ > 500 - 2000 0,3 20 — 30
Продолжение табл. 1
1 2 3 4 5 | 6 7 8 9
и* Упрочнение нанесением покры-тия на рабочие поверхности деталей электрическим способом с высокими эксплуатационными свойствами Хромирование Сталь, чугун и сплавы цветных металлов Деформации нет, точность сохраняется от предшествующей обра-ботки 6-8 6-8 НВ 500-1200 НВ 550-650 Напряжения растяжения 20 -60 0,01 0,05 1,0 2,0
Твердое никелирование
Осталивание
3-5 НВ 120-600 — 0,2 5,0
Деформации нет, точность сохраняется от предшествующей обработки
НУ 2200 - 0,1 0,3
Борирование Сталь 4-7 НВ 40-120 0,05 2,0
Наращивание тонких слоев сплавов Сталь, чугун и сплавы цветных металлов
Эматалирование Сталь, чугун, цветные металлы, алюминий и его сплавы Микротвердость 600 - 700 0,001 0,012
Глубокое оксидирование Алюминий и его сплавы — М икротвердость 400 - 450 — 0,01 0,2-0,3
Упрочнение нанесением покрытия на рабочие поверхности деталей химическим способом Никелирование, хромирование, покрытие кобальтом и ни-кель-кобальтом Чугун, сталь, цветные металлы Деформации нет 6-10 Микротвердость 800-950 0,01 0,3
Упрочнение нанесением на рабочие поверхности деталей покрытия из неметаллических материалов Эмалирование Сталь, чугун Незначительная деформация 3-5 - - 0,05 0,3
Лакокрасочные покрытия Металлы и неметаллы Деформации иет
0,15 0,3
Покрытие пластмассами и специальными ма терна ла .ми
chiprhaker.ru
Изменение ФПК происходит до тех пор. пока несущая способность не достигнет определенного значения, зависящего от соотношения указанной площади, предела текучести (сгт) более мягкого материала и внешней нагрузки, сжимающей трущиеся поверхности. Величина <ут металла тесно связана с его микротвердостыо. В период приработки трущиеся поверхности не только приобретают оптимальную шероховатость, но и формируют оптимальную микротвердость металла поверхностного слоя. Положительное влияние наклепа на износостойкость трущихся поверхностей проявляется только до определенной величины. При высокой микротвердости (перенаклепе) износ возрастает в результате шелушения частиц металла. Поэтому упрочнение металла поверхностного слоя в процессе обработки деталей пли при специальных упрочняющих операциях (обкатка роликами и шариками, дробеструйный наклеп и т. п.) должно производиться при строго регламентированной величине наклепа, чтобы предотвратить возникновение перенаклепа.
Каждый технологический метод обработки деталей машин обладает вполне определенными возможностями для упрочнения поверхностного слоя (табл. 1).
Обработка деталей резанием <
При одном и том же методе обработки переход к более высоким классам шероховатости сопровождается увеличением опорных площадей. Высота продольных неровностей К]|р во многих случаях соизмерима с высотой поперечных неровностей Я,юп- В ряде случаев продольная шероховатость может быть не только равна поперечной, но и превышать ее. Такая картина наблюдается, например, при резании с образованием нароста па режущей кромке инструмента. Наличие или отсутствие выбраций также заметнее всего сказывается на величине продольной шероховатости, чем на поперечной. Различие виброустойчивости системы приводит к изменению высоты поперечной шероховатости на 50 — 100%, продольной — на 250 - 700%.
Значения параметров, характеризующих шероховатость и волнистость, приведены в гл. 6. Влияние технологических методов обработки на точность и качество поверхности при механической обработке может быть оценено по табл. 2 и 3.
2. Влияние видов обработки на свойства поверхностных слоев
Вид обработки Степень наклепа*, % Глубина наклепа, мкм
Точение обычное и скоростное 120-150 30-50
Тонкое точение 140-180 20-60
Фрезерование торцовое 140-160 40-100
Фрезерование цилиндрическое 120-140 40-80
Сверление и зенкерование 160-170 180-200
Развертывание — 150-200
Протягивание 150 - 200 20-75
Зубофрезерование и зубодолбление 160 -200 120-150
Шевингование зубьев — < 100
Шлифование круглое:
незакалениая углеродистая сталь 140-160 30-60
малоуглеродистая сталь 160 - 200 30-60
закаленная сталь 125-130 20-40
Шлифование плоское 150 16-35
* Микротвердость поверхности в процентах микротвердости сердцевины.
212
3. Влияние технологических факторов обработки резанием па качество поверхности и' эксплуатационные свойства деталей машин
Технологические факторы Изменение геометрических характеристик поверхности детали Изменение физико-механических свойств поверхностного слоя детали Влияние технологических факторов на эксплуатационные свойства деталей
Скорость резания Шероховатость обработанной поверхности повышается в пределах одного-двух классов, когда обработка ведется на скоростях резания, способствующих наростообра зо ванию. При обработке на высоких скоростях резания (150—300 м/мин) шероховатость снижается в пределах одного-двух классов По мере увеличения (до определенных пределов) скорости резания глубина наклепа возрастает. При высоких скоростях (200 — 600 м/мин) возникает разупрочнение, которое уменьшает глубину наклепа. При обработке легированных и высокопрочных сталей (низкой пластичности) остаточные напряжения сжатия образуются при скоростях резания 400 — 600 м/мии. Прн обработке конструкционных сталей 20 и 45 остаточные напряжения сжатия возникают при скоростях резания 500—800 м/ мин и отрицательных передних углах С увеличением скорости резания и уменьшением шероховатости до оптимальной износостойкость и коррозионная стойкость увеличиваются. Предел выносливости повышается с увеличением степени и глубины наклепа и повышением остаточных напряжений сжатия
Подача резания Шероховатость обработанной поверхности повышается при увеличении подачи в пределах одного-двух классов При увеличении подачи возрастают глубина наклепа и остаточные напряжения С увеличением подачи износостойкость уменьшается вследствие увеличения шероховатости до оптимальной. Усталостная прочность повышается
Глубина резания i При обработке пластичного металла на малых глубинах резания (0,1 — 0,2 мм) по слоям, наклепанным на предыдущей операции, шероховатость обработанной поверхности снижается (при отделочной обработке) в пределах одного класса Не оказывает существенного влияния на глубину наклепа Не оказывает существенного влияния
Смазывающе-ох-лаждающая жидкость Отвод тепла и понижение температуры резания, а также адсорбционная смазочная пленка уменьшают трение и слипа емость, вследствие чего шероховатость обработанной поверхности снижается в пределах одного-двух классов
Передний угол резца Увеличение деформации поверхностного Применение инструментов с отрицательными передни- При работе инструментами с отрица-
213
chipmaker.ru
Продолжение табл. 3
Технологические факторы Изменение геометрических характеристик поверхности детали Изменение физико-механических свойств поверхностного слоя детали Влияние технологических факторов на эксплуатационные свойства деталей
слоя при неблагоприятном переднем угле приводит к увеличению шероховатости обработанной поверхности в пределах одного класса ми углами от 15 до 45° способствует образованию в поверхностном слое остаточных напряжений сжатия тельными углами от 15 до 45° предел выносливости повышается
Задний угол резца Увеличение зоны соприкосновения инструмента с обрабатываемой поверхностью детали приводит к повышению трения и увеличению шероховатости обработанной поверхности в пределах одного класса При увеличении заднего угла в пределах 3 — 15° глубина наклепа уменьшается На износостойкость не оказывает существенного влияния при углах в пределах от 3 до 15°. Предел выносливости может незначительно снижаться
Главный угол резца в плане Шероховатость обработанной поверхности возрастает при увеличении главного угла в плане от 30 до 60° (при черновой обработке значительно, а при отделочной в пределах одного-двух классов) Уменьшение главного угла в плане от 90 до 45? вызывает уменьшение глубины наклепа С уменьшением глубины наклепа и повышением шероховатости снижается предел выносливости
Вспомогательный угол резца При увеличении вспомогательного угла в плане шероховатость поверхности сильно возрастает при торцовом фрезеровании (прн черновой обработке в пределах одного класса, а при отделочной — в пределах одного-двух классов) С уменьшением глубины наклепа и повышением шероховатости снижается предел выносливости
Угол наклона режущей кромки резца При неблагоприятном угле наклона вершины режущей кромки может иметь место царапина обработанной поверхности сходящей стружкой (при черновой обработке шероховатость возрастает в пределах одного-двух классов, при чистовой — в пределах одного-двух классов)
Радиус закругления вершины резца При увеличении радиуса закругления резца в пределах 0,5—4 мм шероховатость обрабо- Износостойкость повышается в пределах оптимальной шероховатости, предел
214
Продолжение табл. 3
Технологические факторы Изменение геометрических характеристик поверхности детали Изменение физико-механических свойств поверхностного слоя детали Влияние технологических факторов на эксплуатационные свойства деталей
тайной. поверхности снижается (при черновой обработке в пределах одного, а при чистовой — одного-двух классов) выносливости увеличивается
Изменение шероховатости режущей кромки прн затуплении инструмента Шероховатость обработанной поверхности возрастает по мере затупления инструмента в пределах одного класса Применение тщательно доведенного инструмента способствует уменьшению глубины наклепа Износостойкость н предел выносливости изменяются до оптимальных величин шероховатости и наклепа
Радиус скругления (затупления) режущей кромки инструмента При увеличении радиуса скругления (затупления) режущей кромки шероховатость поверхности увеличивается в пределах одного класса Увеличение радиуса скругления режущей кромки способствует увеличению глубины наклепа и остаточных напряжений С увеличением глубины наклепа и остаточных напряжений предел выносливости повышается
Биение режущего инструмента Выступающие зубья образуют на обработанной поверхности глубокие неровности (волнистость) — Может быть снижение эксплуатационных свойств
Материал инструмента Явление слипаемости с передней поверхностью инструмента, обусловленное физическим сродством металлов, приводит к увеличению высоты микронеровностей, и, наоборот, при применении твердосплавных и керамических резцов шероховатость снижается
Механические свойства материала детали При повышении твердости шероховатость обработанной поверхности снижается (при черновой и чистовой обработке в пределах одного-двух классов), причем этот фактор сказывается в большей сге-пеии при низкоскоростных операциях (протягивании), чем при других операциях (точении, фрезеровании) С повышением твердости обрабатываемого материала уменьшается объем, подвергаемый пластической деформации. Чем мягче сталь, тем глубже распространяется пластическая деформация. Остаточные напряжения возрастают С увеличением твердости и прочности материала, повышением остаточных напряжений в поверхностном слое и снижением шероховатости предел выносливости повышается
215
chipmaker.ru
Продолжение табл. 3
Т ехнологические факторы Изменение геометрических характеристик поверхности детали Изменение физико-механических свойств поверхностного слоя детали Влияние технологических факторов на эксплуатационные свойства деталей
Структура материала детали При обработке малоуглеродистой стали мелкозернистой структуры применение малых скоростей способствует получению менее шероховатой поверхности. При обработке на высоких скоростях шероховатость поверхности снижается по мере перехода от крупнозернистой к мелкозернистой структуре. Для средне-углеро диетой стали применение структуры тонкопластинчатого перлита способствует уменьшению шероховатости обработанной поверхности. При обработке высокоуглеродистой стали, кроме ШХ15, оптимальной является структура сфероидальная и тонкопластинчатая перлитная С уменьшением величины зерна эксплуатационные свойства повышаются
Вибрация системы СПИД Возникновение колебательных движений системы в целом и отдельных элементов вызывает увеличение шероховатости обработанной поверхности при черновой обработке в пределах одного класса, при отделочной — одного-двух классов Вибрация системы СПИД может вызвать существенное снижение эксплуатационных свойств
Обработка деталей поверхностным пластическим деформированием (ППД)
Точность и качество поверхности при различных методах обработки ППД приведены в табл. 4—6. Различие конструктивных особенностей инструмента для пластического деформирования позволяет варьировать качеством поверхности в довольно широких пределах.
В основном при всех видах обработки давлением износостойкость деталей повышается. Этому способствует повышение твердости поверхностных слоев в сочетании с особой формой неровностей, остающихся на поверхности.
Алмазное выглаживание применяют для обработки стали, цветных металлов и сплавов. Учитывая повышенную хрупкость алмаза, не следует обрабатывать выглаживанием прерывистые поверхности. Из-за нестабильности качества выглажи-
216
4. Чистовая обработка наружных цилиндрических поверхностей холодным пластическим деформированием
-— 1 Способ обработки Обрабатываемые детали и их предельные , размеры, мм Достигаемые
ТОЧНОСТЬ (класс) шероховатость поверхности (классы) степень наклепа, о /о глубина наклепа, мкм, не более
Выглаживание твердо- Оси, валы гладкие сту- Нераз- 8 — 9 50-60 600
сплавной пластиной Выглаживание алмаз- пенчатые жесткие d > >20; / не ограничено Оси, валы 5 < d < 50; / не ограничено Оси, валы гладкие и ступенчатые жесткие Оси, валы гладкие маложесткие Оси, валы гладкие мерный 2-1 11-12 20-25 1000
ным наконечником Обкатывание однороликовым обкатником упругого действия Обкатывание одношариковым обкатником (1/ш == 10 мм) упругого действия Обкатывание многоша- Нераз- 8-11 20-40 5009
риковыми обкатниками упругого действия Обкатывание трехроликовыми обкатниками упругого действия Обкатывание жесткими d> 8; / не ограничено Оси, валы гладкие и ступенчатые маложесткие d > 20; / не ограничено Оси, валы гладкие и мерный 3-2 8-12 20-50 15000
многороликовыми обкатниками Ударная обработка ша- ступенчатые, радиально-уравновешенные d >20; / не ограничено Оси, валы d> 10; 1 не Нераз- 8-10 15-30 500
риковыми головками инерционного действия Вибрационное обкатыва- ограничено Осн, валы гладкие ма- мерный . 3-12 20-50 , 5000
ние однопЗариковым обкатником упругого действия ложесткие d > 16; / < 50
Примечание. Обработка предназначена для отделки и упрочнения. Обкатывание жесткими многороликовыми обкатниками предназначено для калибрования и отделки.
ванием не обрабатывают детали со значительными отклонениями формы в поперечном сечении, детали с неравномерной поверхностной твердостью (разброс значений HRC не более 4 — 5). Отклонения формы в продольном и поперечном сечениях меняются незначительно.
Обкатывание и раскатывание поверхности применяют для обработки цилиндрических поверхностей, канавок, галтелей, плоских и фасонных поверхностей. Изменение размера поверхности при обкатывании и раскатывании, точность обработки зависят от конструкции детали, инструмента, режимов обработки, точности размеров и формы, качества поверхности, полученных на предшествующем переходе. Величина изменения размера при обработке жестких деталей зависит от состояния исходной поверхности. Влияние режима обкатки на качество поверхности приведено в табл. 7.
Калибрование (дорноваиие) проводят с малыми или большими натягами. В первом случае зона пластической деформации не распространяется на всю толщину детали. Такая обработка повышает класс шероховатости поверхности, уменьшает погрешности формы и разброс величин диаметров отверстий в партии 217
chipmaker.ru
5. Обработка цилиндрических отверстий раскатыванием и прошиванием
Обозначения: К — калибрование; У — упрочнение; О — отделка.
218
б. Обработка плоских поверхностей холодным пластическим деформированием
— Достигаемые
Способ обработки Назначение Обрабатываемые деталй и их предельные размеры, мм шероховатость (класс) степень наклепа, О/ /о глубина наклепа, мкм, не более
Обкатывание: ' одношариковым, одно-роликовым накатником упругого действия многошариковым накатником: жестким упругого действия О,У к, о, у о, У Тела вращения с торцовыми поверхностями; d не ограничено Типа плат и плит: габаритные размеры не ограничены С КОЛЬЦОВЫМИ торцовыми поверхностями d < 300 С плоскими поверхностями большой- длины; габаритные размеры не ограничены С плоскими поверхностями ; габаритные размеры ие ограничены Диски, подпятники; d и 1 не ограничены 9-12 5000
многороликовыми накатниками вдавливанием шаром на поперечно-строг ал ьно м станке; роликом на продольно-строгальном станке Одновременное торцовое фрезерование и обкатывание шаром Виброобкатывание торцовых поверхностен К, о, У о, У к, О, У о, У 10-12 9-11 7-9 8-10 20-40 20-50 8000 5000 1000 2000
Примечания: 1. Достигаемая точность (класс) неразмерная.
2. Обозначения см. табл. 5.
7. Влияние режима обкатки на качество поверхности
Технологический фактор Шероховатость обкатанной поверхности Степень наклепа (повышение твердости) Глубина наклепанного слоя
Увеличение окружной скорости обкатываемой детали с 10 до 60 м/мин Практически не изменяется Незначительно повышается Незначительно’ увеличивается
Увеличение продольной подачи роликов относительно изделия с 0,3 до 1,00 мм Незначительно повышается Практически не изменяется Незначительно уменьшается
Увеличение усилия ролика с 20 до 5000 кгс Сначала снижается (в пределах одного класса шероховатости), а затем не изменяется Значительно повышается Значительно увеличивается
Увеличение числа проходов Сначала (приблизительно до двух-трех проходов) не изменяется, а затем может повышаться Сначала (приблизительно до трех проходов) повышается, а затем снижается (получается пере-наклеп металла) Сначала незначительно увеличивается, а затем остается без изменения
Увеличение диаметра и Контурного радиуса ролика Снижается Снижается Уменьшается
219
chipmaker.ru
8. Рельефы, получаемые виброобкатываиием
С сохранением микрорельефа канавки С обновлением микрорельефа канавки
не соприкасаются соприкасаются пересекаются гекса! опальные тетрагональные
Схема
Профилограмма
9. Качественные зависимости геометрических параметров поверхности от режимов виброобкатывания
Параметры Геометрические параметры шероховатости поверхности Параметры канавок
режима Кк. r p r/ftrncix Лг h b V
Усилие обкатывания Р Rz Р p fi r]Rmax P V p h P b p V p
Радиус сферы в осевом сечении или шарика дш/2 Rz г (fa p r/Rmux Ait дщ h V
Число осилля-цийв единицу Времени п,вв.х. Rz r P r/Rmax Ф- h b V
X. ^цдв.х. \i\c>Sx ^п^дв x. ^кдв.х. n, дв x. ^Чдв x. ^\P6.X.
Амплитуда осцилляций 1 |/?Z 1' P ir/Pmax I‘Z h b V
LS / I kSz VL-l £ I I
Число оборотов заготовки Rz r p rfRmax Ar h b V
S'"’» S/, ^*4
Подача s rz ^r/flmax Mr |Л IV
V . r^4»s 1 5 LSt»
Примечание. Л, Ь и V-cooiBeiciBenno (лубинп, ширила и объем канавок.
220
деталей на 30 — 35%. Тонкостенные гладкие цилиндры и втулки калибруют с большими натягами. Зона пластической деформации охватывает всю деталь.
Виброиакатыванием можно получить пять видов рельефа, приведенных в табл. 8. Кроме указанных видов рельефа, возможно их сочетание (одного из трех первых с одним из двух последних). В этом случае на поверхности создается новый рельеф, а с целью увеличения маслоемкости прн контактировании деталей с разделительной средой или для уменьшения поверхности контакта при работе без смазки образуется система смазочных канавок. Варьируя режимами обработки, можно получить практически любой рисунок регулярных неровностей (табл. 9). При этом у виброобкатанных поверхностей получаются большие радиусы закругления вершин неровностей, почти одинаковая высота продольной и поперечной шероховатости. При одинаковой высоте шероховатости величину опорной поверхности получают большую, чем при обработке резанием и обычным обкатыванием. Следовательно, выравнивание исходной поверхности в результате приработки и износа у виброобкатанных поверхностей происходит при наименьшем сближении.
Электромеханический способ упрочнения (ЭМУ) применяют для стальных и чугунных деталей.
Более высокая эффективность ЭМУ достигается у сталей с большим содержанием углерода. Твердость отдельных марок сталей повышается в 4,5 раза по сравнению с исходной при глубине ее распространения до 0,2—0,3 мм.
Наибольшее сглаживание шероховатости наблюдается при скорости обработки 10 — 15 м/мин, усилии ролика 20—75 кге, числе проходов до 3. При этом шероховатость уменьшается на два-три класса, форма детали остается без изменения. Износостойкость нормализованных сталей после ЭМУ повышается в 4—10 раз по сравнению с износостойкостью после полирования или шлифования. Износостойкость закаленной стали ШХ15 может быть повышена до 2 раз.
ЭМУ — эффективный способ обработки поверхностей чугунных деталей. При этом достигается 8—9-й классы шероховатости (происходит повышение на три-четыре класса по сравнению с Исходной после обработки резанием). Шероховатость поверхности улучшается с увеличением давления от 10 до 60 кгс/см2, ростом скорости обработки до 120 м/мин. числе проходов до 3.
Глубина упрочненного слоя достигает 0,8 мм при повышении микротвердости в 1,5—2 раза.
Износостойкость поверхностей, подвергнутых ЭМУ, после приработки повышается на некоторую величину.
Термическая обработка (поверхностная закалка)
Поверхностную закалку применяют обычно для образования твердого износостойкого слоя на определенных участках у деталей, изготовленных из средне-и высокоуглеродистых и перлитных сталей, ковкого, серого и высокопрочного чугунов с содержанием не менее 0,6% связанного углерода. Глубину закалки назначают нс менее 1,5—2 мм.
Поверхностная закалка с нагрсяом гагопым пламенем применима как для цилиндрических, так и для плоских изделий. Широко используют для поверхностного упрочнения крупных стальных изделий — литых зубчатых колес, червяков, прокатных валков, шеек коленчатых валов и пр. Преимущест ва метода — простота оборудования и легкость выполнения операции, минимальное коробление и отсутствие окисления после закалки, возможность получения однородного слоя с постепенным изменением твердости по глубине.
Высокочастотная закалка. Передача электрического тока без соприкосновения с обрабатываемым изделием позволяет получить чистую поверхность. Тонкий слой окислов не ухудшает качества поверхности. Такую обработку осуществляют способами единовременной и непрерывно-последовательной закалки. Прн единовременной закалке нагревают сразу всю поверхность, подлежащую закалке. Применяют
221
chipmaker.ru
для изделий, имеющих форму диска, или для местной закалки (прямые и коленчатые валы, кулачковые и шлицевые валы, шестерни, рычаги переключения коробок скоростей и т. д.). Способ весьма производителен.
При непрерывно-последовательной закалке на!ревают и охлаждают не сразу всю поверхность, а последовательно один участок за другим.
Этим способом закаливают валки холодной прокатки, правильнысвалки, шейки крупных валов, оси, гильзы рабочих цилиндров, двигателей, крупногабаритные поршневые кольца, станины станков, причем закаливать можно как наружные, так и внутренние поверхности.
Достоинства: можно закаливать слой толщиной от сотых долей миллиметра до 10 мм и более на мелкозернистую без перегрева структуру; обеспечивается наибольшая производительность по сравнению с другими методами закалки; позволяет автоматизировать процесс и включить его в поточную и автоматическую линии.
Нанесение покрытий
Гальванические покрытия широко применяют для повышения износостойкости изделий (электролитическое хромирование, железнение, никелирование и др.).
Электролитическое хромирование как технологический метод повышения износостойкости стальных изделий занимает одно из первых мест.
Для повышения износостойкости деталей слой хрома толщиной до 0,1 —0,2 мм наносят непосредственно на стальную поверхность. Электролитический хром обладает низким коэффициентом трения, высокой твердостью (ИВ 1000 — 1100). Хромовые покрытия снижают коэффициент трения сопряженных пар, что уменьшает тепловыделение при трении. Износостойкость хромированных деталей возрастает в 5—15 раз. Покрытие плохо смачивается маслами. Для увеличения смачиваемости покрытия прибегают к созданию на нем пор, углублений или каналов.
При тщательной подготовке поверхности прочность сцепления хрома со сталью, чугуном, никелем, медью и латунью при испытании на сдвиг достигает 30 кгс/мм2, однако стали с высоким содержанием вольфрама и кобальта, а также высокоуглеродистые стали и высококремнистые чугуны хромировать нельзя.
Виды износостойкости хромовых покрытий: гладкий хром, гладкий хром по накатке, пористый хром, пятнистый хром, хром с ситовой пористостью. Пористость хромового покрытия может быть достигнута травлением. К травлению пригодны блестящие виды хромового покрытия, для протравливания толщина покрытия должна быть не менее 0,06 мм, в противном случае возможно протравливание до основного металла.
Покрытие хрома при отсутствии острых углов точно воспроизводит при толщине слоя ниже 0,05 мм рельеф покрываемой поверхности, включая шероховатости. Для хромирования пригодна поверхность тонкошлифованная, хонингованная, подвергнутая доводке или полированию. Для деталей, у которых толщина слоя хромирования превышает 0,05 мм, достаточно тонкого шлифования.
В зависимости от режимов обработки пористость покрытия может быть канальчатой (с сечением каналов примерно 0,05 x 0,05 мм) или точечной. Точечная пористость обладает большей Маслоемкостью, поэтому ее применяют для упрочнения деталей, работающих в особо тяжелых условиях, например для верхних компрессионных поршневых колец двигателей. Точечная пористость характеризуется быстрой прирабатывасмостью, но износостойкость покрытия с точечной пористостью несколько ниже канальчатого. Канальчатым хромом часто покрывают гильзы цилиндров. Износ пористо-хромированных гильз и поршневых колец меньше нехромированных в 4—7 раз, причем износ сопряженных стальных деталей уменьшается в 3—5 раз. Наряду с пористыми покрытиями деталей применяют плотные покрытия, наносимые по накатке. Срок службы их в 1,5—2 раза больше пористых покрытий, а расход хрома меньше (30— 50% расхода при канальчатом хромировании).
222
После хромирования детали часто подвергают шлифованию и доводке. При снятии большого слоя хрома для сохранения пористости шлифование иногда выполняют в два этапа: предварительное после хромирования и окончательное после анодной обработки (травления).
Технология хромирования и оборудование зависят не только от требований, предъявляемых к качеству хромового покрытия, но и от размеров, формы, допустимого износа деталей. Детали металлорежущих станков, изготовленные по 2-му классу точности, в большинстве случаев изнашиваются по диаметру до 0,1 мм, а детали, изготовленные по 3-му классу,—до 0,2 мм. Поэтому толщина слоя хрома должна быть в первом случае несколько больше 0,1 мм на диаметр, а во втором — больше 0,2 мм. Детали 3-го класса точности целесообразно хромировать в размер, а детали 2-го класса — с припуском (около 0,08 мм на диаметр) на шлифование.
Хромирование широко применяют при изготовлении и ремонте деталей транспортных машин. Допустимые износы таких деталей находятся в пределах 0,1 —0,2 мм. В этих пределах и целесообразно восстанавливать номинальные размеры хромированием.
Хромирование поверхности целесообразно применять при работе в паре с баббитами, мелкозернистым чугуном или с деталями из мягких и среднезакаленных сталей при наличии смазки и не слишком высоком давлении. Не рекомендуется хромировать детали, работающие в паре с титаном. Хром в ряде случаев в 4 — 5 раз более износостоек, чем азотированная сталь, и в 10—15 раз, чем конструкционная сталь. Хромирование, однако, нс заменяет закалку и цементацию. Целесообразность хромирования закаленных и цементованных сталей определяется большей износо- и коррозионной стойкостью хрома.
Для каждого вида хромового покрытия должны быть определены наиболее выгодные условия его применения. Так, гладкий хром целесообразно применять для деталей, работающих в условиях достаточной смазки и при небольших скоростях скольжения. В иных условиях гладкая поверхность хрома неработоспособна — на ней появляются риски и задиры.
Износостойкость деталей при хромировании не повышается, если при их рабочей температуре происходит изменение твердости хрома. Поэтому, например, штампы целесообразно хромировать для температуры не свыше 500сС.
Железнение. Покрытия могут быть большой твердости (HV 600 — 650), приближающейся к твердости стали, поэтому процесс иногда называют осталиваннем.
Наиболее широкое применение процесс нашел при наращивании металла на изношенную поверхность стальных и чугунных деталей для восстановления их размеров. Компоненты электролитов недефицитны, скорость наращивания слоя высокая, толщина осадка может достигать 8 мм. Если необходима более высокая твердость, например при восстановлении цементованных изделий, то прибегают к хромированию или цементации покрытия.
Для получения непосредственно из ванн износостойких осадков железа с повышенными механическими свойствами и улучшенной структурой используют электролиты, содержащие марганец или никель.
Твердое никелирование. Применяют для повышения износостойкости трущихся поверхностей деталей и восстановления их размеров. Покрытие имеет меньшую твердость, чем хромовое и сравнительно легко обрабатывается, имеет большую вязкость при толщине слоя до 2 мм; коэффициенты линейного расширения никеля и стали близки, в то время как у хрома он в несколько раз выше. При твердом никелировании требуется в 3 — 4 раза меньшая мощность источников постоянного тока, чем при хромировании, а расход энергии меньше примерно в 20 раз.
Применяют также электролитическое осаждение твердого износостойкого сплава никель — фосфор. Коэффициент трения покрытия по чугуну на 30% ниже коэффициента трения стали по хрому. При сухом трении износостойкость покрытия в 2,5 — 3 раза выше, чем у закаленной сталщ.45, и на 10—20% ниже, чем у хрома.
223
chipmaker.ru
Износ сопряженных деталей из различных металлов при работе по фосфо-ристо-никелевым покрытиям в 4 — 5 раз меньше, чем при работе по стали, и на 20— 40% меньше, чем при работе по хрому.
Упрочнять и восстанавливать твердым никелироваиием можно детали типа коленчатых валов, шпинделей металлорежущих станков, поршневых пальцев, гильз цилиндров и др.
Оксидирование (глубокое) — процесс получения оксидных пленок толшпкой более 60 мкм с высокими микротвердостью (400 —450) и износостойкостью. Этот процесс применяется для повышения износостойкости зубчатых колес, деталей двигателей текстильных машин и других деталей из алюминия и его сплавов с содержанием не более 4.5% Си и не более 7% Si. Износостойкость перечисленных деталей после оксидирования при работе со смазкой повышается в 5 —10 раз.
Наплавка поверхностей
Наплавку применяют Для упрочнения вновь изготовляемых деталей и для восстановления и увеличения срока службы изношенных деталей машин. Этот способ позволяет заменить в Изделии высоколегированную сталь обыкновенной углеродистой или низколегированной сталью, а для цветных металлов — уменьшить их расходование и упростить некоторые конструкторские решения.
При наплавке происходит сплавление рабочего опои с основным металлом, что обеспечивает хорошее их сцепление. Наименьшая толщина наплавленного металла при соответствующих способах наплавки может быть порядка 0,25 мм, верхний же предел технологически не ограничен. Производительность процесса высокая. Для наплавки Применяют стильную наплавочную проволоку (углеродистая, легированная и высоколегированная ГОСТ 10543 —75) и металлические электроды (ГОСТ 10051 —75). Назначение наплавок трубчатыми электродами приведено в табл. (0, а их износостойкость — в табл. 11, 12.
Газовую наплавку применяют для упрочнения деталей, изготовленных из сталей 35, 40 и 45. Рекомендуется также упрочнять и восстанавливать этим способом детали из низко- и среднелегированиых сталей 20Х, 20X3, 18ХГТ, ЗОХ, 35Х, 40Х (хромистых), 20ХН, 40ХН, 12ХНАЗ (хромоникелевых) н 15ХФ (хромована диевой).
Наиболее широко применяют газовую наплавку твердым сплавом типа сормайт и различными тугоплавкими соединениями инструмента и деталей, рабочие поверхности которых должны иметь большую твердость и высокую износостойкость.
Для наплавки сормайтом рекомендуются углеродистые стали и особенно сталь У8А. Можно производить наплавку на легированные инструментальные стали 5ХНМ, ЗХВА, 4ХВС и др. Лучше наплавляются низколегированные конструкционные стали 40ХН, 40л и т. и.
Наплавку сормайтом применяют также при ремонте и упрочнении новых деталей строительных и дорожных машин, где требуется высокая износостойкость.
Толщину наплавленного слоя устанавливают в зависимости от условий работы детали и глубины износа поверхности: для деталей, работающих на истирание, она не должна превышать 2,5—4 мм, для режущих кромок инструмента — 1,5—3 мм, для деталей инструмента, испытывающих небольшую ударную нагрузку, 2 мм. При ручной наплавке толщина слоя колеблется в пределах 0,25—0,5 мм.
Сормайтом № 1 чаще наплавляют слой толщиной 0,5—5 мм, сормайтом Na 2 1,5 —3,5 мм. Покрытие толщиной больше 1,5 мм обычно получают из нескольких слоев, так как при покрытии в один слой сплав перемешивается с основным металлом. Если износ детали больше допустимой толщины наплавки сормайтом, на поверхность предварительно наплавляют присадочный материал, близкий по свойствам к основному металлу детали, и только после этого — слой сормайта.
Электродуговую наплавку Используют при изготовлении новых деталей и в ремонтной практике. Типы и марки электродов для электродутовой наплавки 224
10. Наплавка трубчатыми электродами
5 г Л г е «в £ Й & 1 ? « 1 ' Стальные (содержание углерода не свыше 0,35%) я чугунные детали: щеки (жомы) камнедробилок, бандаж», била' молотков, зубья ковшей экскаваторов, опорные катки гусениц экскаваторов я тракторов । . .. ( Стальные и чугунные детали: ножи бульдозеров, скреперов и грейдеров, вальцы, у.тигкп и колеса । земснарядов, лопасти растворомешалок, дезинтеграторов и асфальтосмеснтелей, зубья рипперов Стальные и чугунные детали, особенно вынося-। щие резкие и сильные ударные нагрузки 1 ' ...... , Резвы и ножи машин, работагоддах с увеличен-кой скоростью резания грунта для разработки мерзлого грунта, щеки камнедробилок при дроблении базальта и другого особо твердого камня, режущие кромки беззубых коввдей То же, что и электродов ЭТН-4
g в € 55 С И с с S t 4 S сг а € । > Твердая и вязкая наплавка Микрогвердость основы (без наклепа) 500-700 кге/мм2, карбидов .12(10—1409 кгс/мм1. Микротвердость основы при наклепе 700-, 900 кгс/мм2. Толщина слоя, наплавленного за один проход до 6 мм - - - . Твердая ваплавка. Средняя микротвердость 800 - 900 кгс/мм2. Толщина слоя, наплавлек-1 яото за один проход, — до.6 мм. При наплавке на ножи толщина слоя не бо- i лее 1,5 мм Твердая наплавка с повышенной вязкостью. | j Мякротверлость основы 500—700 кгс/мм2, карбидов 1200-1400 кге/мм-1 ' 1 Толщива каждого слоя 1,5—2,0 мм. Средняя ' микротвердость, наружного слоя 1400— i 1600 кгс/мм2 I ( I '' Твердая наплавка, по износостойкости пре-: восходящая наплавку электродами ЭТН-4.1 Средняя микротвердость 1500-1700 кгс/мм2
Средний состав tran т^йчоп. ного металла, % 2,0-2,5 С; 20—26 Мп 1 2,4—2.5 С; 5-6 Мп; ! 5-6 Сг 1 2,0-2,5 С; 20-26 Мп; 1 1,5-3 № | 1 .. _ ' Г 1
g <u Наполнитель Доменный ферро* мапганен ! Сталинит О о £2 О -е- >s м я § к f марганец с присадкой 6-7% никеля j 1 , Карбид вольфрама1 । (второй слой; пер-1 вый слой ианлавля-' ют трубчатыми зле-1 ктродами ЭТН-2) 1 1 Смесь КБХ-10 । 1
О Марка к Л z-hlq этн-з я £ • ф ЭТН-5
125
chipmaker.ru
11. Износостойкость некоторых материалов и наплавок
Материал Микротвердость HRC АТ 7'2
Сталь 65Г:
без термообработки 260-285 — 1.15 1,0
термообработанная 285-400 —- 1,70 1.0
Отбеленный чугун 470 — 2,8 1,15
Наплавка электродами ЭТН-1:
без наклепа 750 30-40 4.8 1,9
наклеп основы на 50% 900 30-40 5,8 2.2
Наплавка электродами Т-620 880 — 1030 49-56 — 2,1
Твердый сплав ВК6 2200-2400 76-78 — 5,5-6
Наплавка трубчатыми электро-
дамп состава ХАДИ 980-1150 55 -58 — 2,2
Хромированная поверхность * 1200 —- 7 3,0-3,3
Наплавка трубчатыми электро-
дами:
этн-з 800-950 30-40 —- 2,2
ЭТН-2 800-950 40-55 2
ЭТН-4 400-1600 62-64 — 2,6
ЭТН-5 500-1700 60-66 — 2,8
Обозначения: Коэффициенты износостойкости: к{ по отношению к стали СтЗ; к-, по отношению к стали 65Г.
* Истирание без ударов.
поверхностных слоев деталей из сталей и сплавов регламентированы ГОСТ 10051 — 75. Гарантируемые электродом свойства указывают для второго или третьего слоя наплавки. Механизированную наплавку ведут дуговым способом при помощи плавящегося электрода.
Детали, подлежащие механизированной наплавке, в большинстве случаев не требуют специальной подготовки поверхности.
Электрошлаковая наплавка. Высоколегированный наплавленный слой получают главным образом в результате применения присадочного материала (проволоки сплошного сечения, отливок, порошковой и электродной проволоки). Для высоколегированных сплавов наиболее пригоден флюс АН-22, для углеродистых и легированных сплавов — флюсы АН-8 ГОСТ 9087—69* и молотый плавиковый шпат. Процесс обычно сочетается с принудительным формированием поверхности металлической ванны кокилем, подкладкой или ползуном.
Электрошлаковая наплавка имеет ряд преимуществ перед дуговой: уменьшается (с 30—40 до 10—15%) доля основного металла в наплавленном слое; снижается расход флюса; лучше используется электроэнергия; увеличивается коэффициент наплавки; не приходится удалять шлаковую корку, так как наплавку обычно ведут в один проход.
Электрошлаковую наплавку целесообразно использовать, когда необходимо наплавлять большое количество металла на большие партии изделий. Наиболее часто наплавляют детали с плоскими, коническими и цилиндрическими поверхностями.
Вибродуговая наплавка позволяет наращивать на рабочие поверхности деталей машин слей толщиной 0,3—3 мм практически без. прогрева детали. Наплавляемый металл переносится с вибрирующего электрода небольшими порциями в результате частых возбуждений дуговых разрядов в моменты разрыва цепи.
Наплавочная проволока диаметром 1,5 и 2,5 мм из углеродистых, низко-и среднелегированных, а также некоторых высоколегированных сталей. Вибродуго-вой наплавкой восстанавливают размеры деталей и упрочняют новые детали из углеродистых и легированных сталей. Эксплуатационные свойства слоя после
226
12. Износостойкость различных материалов и наплавок
Материал наплавки и его состояние Материал детали Сост ав покрытия, /о Толщина ленты, мм Микротвердость, кгс/мм2 HRC Л-, *3
но н* Нс
Стб после закалки и отпус ка 0,38 — 0,50 С 480— 500 3,85 1.0 0.16
Сплав ВК6 — 94WC-6CO — — 2800 — — 23,8 6,2 1,0
Отбеленный чугун, наружный слой 3,0-3,5 С 250 800 470 3,3 0,85 0,17
Сталь Гадфи-льда до наклепа 1,0- 1,4С; 10-14 Мп 500 4,0 1,0 0,17
То же, после наклепа на 50% 10-14 Мп 750 1,6 1,6' 0,26
Углеродистая наплавка трубчатыми электродами
80% чугунной стружки СтЗ 1,33 С __ — 52 — —
20% феррохрома 4)3 Сг 0,8 — — 1070 55 9,1 2,4 0,38
Марганцовистая наклаека трубчатыми электродами
100% доменного ферромарганца 93% доменно- 2,64 С; 26 Мп; 0,93 Si 0,65 625 1530 908 42— 46 6,7 1,8 0,2
го ферромарганца 7%Ni СтЗ 2,4С; 19,1 Мп; 1,-87 N' 0,65 678 1600 797 27- 6,1 1,6 0,26
100% доменного ферромарганца 2,1 С; 21 Мп 0,8 625 1355 775 30 40— 6,1 1,6 0,26
93% доменного ферромарганца 7% Ni 2,57 С; 26 Мп; 2,68 Ni 0,8 813 1510 910 41 22 6,8 1,8 0,28
Наплавка трубчатыми электродами, наполненными сталинитом
100% сталинита (ручная 2,9С; 5,5 Мп; 6,5Сг 0,8 625 977 790 50 35 6,7 1,8 0,28
наплавка) СтЗ Чу- 2,45С; 5,9 Мп; 5,2Сг 3,1 С; 5,0 0,8 - - 898 54 52 55 7,6 2,0 0,32
гун Мп; 5,2Сг '0.8 — — 826 40 7,0 1,8 0.29
100% сталинита (наплавка на станке) СтЗ 2,47С; 6.4 Мп; 5,4 Сг 0,8 — 910 55 7,7 2,0 0,32
Вольфрамистая наплавка трубчатыми электродами
100% карбид
вольфрама
(ручная на- 62 —
плавка) СтЗ — 0,8 1100 2300 1550 64 13,1 3,4 0,55
Хромистая наплавка трубчатыми электродами
55% феррохрома, 40% чугунной стружки
227
8*
chipmaker.ru
Продолжение табл. 12
Материал наплавки и его состояние
Материал детали
Состав покрытия,
5% графита серебристого 55% феррохрома, 40% чугунной стружки, 5% графита серебристого
2,ЗС;
СтЗ
10,8 Сг
2.17С;
8,0 Сг
0,65
Электроды
МВТУ 05 мм однослойные
Электроды
Т-620
То же
Хромированная поверхность
0,75
Толщина ленты, мм
Микротвердость, кгс/мм2
HRC
1,8
0,28
678
1206
884
52
7,5
0,31
2,0
Наплавка стержневыми электродами
и хромирование
СтЗ
1,7С; 23-25 Мп
ЗС 18,0 Сг
3,1 С; 18,0 Сг
640
813
736
1470
1190
1355
1200
49-
56
51-
56
6,8
6,7
10,2
1,8
1,8
2,5
0,29
0,29
0,43
Обозначения: кл — коэффициент износостойкости по сравнению
20; к2-
, .. . . ______ со сталью 20; к-, —
то же, со сталью Стб; Л, —то же, с твердым сплавом ВК6; Но — микротвердость основы; НК — мнкротвердость карбидов; Нс — средняя микротвсрдость.
вибродуговой наплавки могут быть улучшены чистовой обработкой рабочих поверхностей деталей (шлифованием и последующим электромеханическим сглаживанием или полированием и т. д.).
Напыление материала
В зависимости от источника тепла, используемого для расплавления металла, различают газовую, электрическую и плазменную металлизацию. -
Плазменное напыление по технологическим возможностям превосходит другие способы нанесения покрытий. При плазменном напылении в качестве материала покрытий используют окись алюминия, вольфрам, молибден, ниобий, интерметал-лиды, силициды, всевозможные карбиды, бориды и т.д. Напыление производят на металлы, керамику, пластмассы, стекло, дерево и т.д. Поток плазмообразующего газа, не содержащего кислорода, позволяет напылять материалы без их разложения, не допуская окисления поверхности обрабатываемого изделия; поток плазмы дает возможность получать сплавы различных материалов, в том числе тугоплавких, теплостойких, и наносить многослойные покрытия; покрываемая поверхность заготовки нагревается до температуры не выше 200сС, что исключает коробление деталей; энергетические характеристики потока плазмы легко регулировать в зависимости от требований технологии, что неосуществимо при газоплазменном напылении.
Наиболее часто плазменное напыление используют для нанесения тугоплавких соединений.
Посредством металлизации можно получать покрытия толщиной от 0,02 мм ц выше (15 мм и более).
228
Подготовка детали к металлизации включает очистку поверхности и придание ей шероховатости. Наиболее распространенные способы — пескоструйная очистка и нарезание рваной резьбы.
Нанесение покрытий производится с помощью аппаратов — металлизаторов. В зависимости от назначения применяют следующие сорта проволоки.
Наращивание изношенных поверхностей трения, работающих в контакте с антифрикционными сплавами при наличии смазки . . .
Наращивание изношенных посадочных поверхностей ..................................
Зашита от атмосферно-водяной коррозии . . . Защита от коррозии в химически агрессивных средах ..................................
Получение антифрикционных подшипниковых напыленных-’ сплавов ....................
Заделка трещин в чугунном, стальном и цветном литье................................
У12, У10, У8 (при высоком давлении); стали 60, 50 (при низком и среднем давлении)
Стали 40, 30, 10
Цинк, кадмий
Свинец (среда — серная кислота). Алюминий (среда — азотная кислота)
Биметаллическая, проволока: свинец — алюминий; свйнец — медь; медь — сталь; цинк
Цинк, малоуглеродистая сталь (при отсутствии агрессивной среды)
Для получения необходимой размерной точности и шероховатости поверхности покрытие из напыленного металла может быть подвергнуто механической обработке на металлорежущих станках.
Толщина оставшегося после обработки слоя и припуски на обработку приведены в табл. 13. Прочность сцепления покрытия с основанием зависит в основном от качества подготовки поверхности, материалов покрытия и основания и
13. Припуски на обработку и минимальная толщина покрытия после механической обработки (мм На сторону)
Начальный диаметр вала, мм Обточка без после-дующего шлифования Обточка и последующее шлифование Шлифование без Минимальная толщина покрытия
на обточку на шлифование обточки
До 25 0,50 0,50 0,15 0.35—0,40 0,60
26-50 0,60 0,60 0,15 0,40-0,45 0,60-0,65
51-75 0,65 0,65 0,15 0,45-0,50 0,65-0,70
76-100 0,75 0,75 0,20 0,50-0,57 0,75-0,80
101-125 0,80 0,80 0,20 0,57-0,65 0,80-0,85
126-150 0,90 0,90 0,20 0,65-0,72 - 0,85-0,90
151 и выше 1,00 1,00 0,20 0,80-0,85 0,95-1,00
режима напыления (табл. 14). Покрытия из напыленных металлов обладают более высокой износостойкостью, чем исходные материалы. Это объясняется увеличением твердости (табл. 15), а также наличием капилляров и пор, способствующих улучшению смазки.
Напыление сам офлюсую щи м и с я твердыми сплавами все шире применяется на практике, особенно при плазменном напылении с последующим оплавлением покрытия.
Химический состав самофлюсующихся порошков для напыления регламентирован ГОСТ 21448-75.
Напыляемая поверхность должна обладать определенной шероховатостью, которая обеспечивала бы максимальную прочность сцепления с основным материалом. Рекомендуются три основных вида подготовки: точение (тела вращения); обдувка стальной крошкой или чугунной дробью (любые открытые поверхности).
229
chipmaker.ru
14. Прочность сцепления (кгс/см2) слоя покрытия п основания в зависимости от метода подготовки поверхности стального вала
.Метод подготовки поверхности Направление
тангенциальное осевое
Пескоструйная очистка 620 345
Насечка зубилом с последующей пескоструйной ОЧИСТКОЙ 739 820
Обдувка стальной крошкой 840 —
То же, дробью 710 1040
Нарезание рваной резьбы 965 1800
То же, круглой резьбы с прикаткой вершин 2120 1440
Намотка проволоки с последующей пескоструйной очисткой 1930
Электроискровая обработка •— 915-1100
Электродуговая обработка — 250
15. Некоторые физико-механические свойства основного н напиленного металла
Напыленный металл сгв, кгс/мм2 6, % ссж, кгс/мм2 НВ
Цинк 11,27 (3,24) 65 (1,3) (13,00) ' 25 ( 32)
Алюминий 9,16 (3,45) 45 (1,1) (20,40) 20 (.44)
Медь 22,55 (3,10) 58 (0,0) — 50 ( 97)
Латунь 31,68 (2,64) 60 (0,0) (52,50) 59 (103)
Свинец 1,41 (1,37) 64 (1,5) — —
Сталь 40 (10,00-18,00) — (105,00-153,00) -158 (230)
Примечание. Цифры в скобках относятся к напыленному металлу.
16. Прочность сцепления покрытий с основой
Прочность сцепления на сдвиг (кгс/мм2) неоправленных и
Параметр шероховатости Sm, мкм. оплавленных (в скобках) покрытий при обработке
точением обдувкой
дробью стальной крошкой кварцевым песком
340 2,0(11,7) 2,0(11,4) 1,9(11,2) 0,9 (4,9)
390 2,3(13,1) 2,5(13,5) 2,3(13,0) 6,9 (5,2)
430 2,4(14,0) 2,6(16,1) 2,5(14,6) 1,2 (6,8)
470 2,5(14,5) 2,5(14,1) 2,7(15,0) 1,3 (7,2)
520 2,6(14,5) 2,4(13.7) 2,4 (14,0) 1,0 (7,1)
.570 2,3(13,0) 2,2(13,0) 2,4(12,1) -0,8 (6,0)
610 2,1 (12,2) 2,0(11,8) 2.1(12,0) 0,7 (5,4)
640 1,8(11,4) 1,9(11,0) 1,7(11,5) 0,6 (5,0)
Максимальная прочность сцепления покрытия до и после оплавления обеспечивается при одних и тех же параметрах микропрофиля исходной поверхности: Ra = 20 35 мкм, Rp = 40 -г- 80 мкм, -R;nax = 100 -г170 мкм, Sm — 400 4- 450 мкм (табл. 16).
Режимы обработки и геометрия режущего инструмента, обеспечивающие максимальную прочность сцепления, приведены в табл. 17 (при напылении на стали СтЗ и 45 прочность сцепления до оплавления 3,5 кгс/мм2, после — 18—21 кгс/мм2).
Для перевода напыленного слоя в монолитнее состояние и создания металлической связи его с материалом осПовы производится дополнительная операция —
230
17. Условия обработки основы перед напылением
— Точение (пластина Т15К6) Обдувка стальной крошкой Обдувка чугунной дробью
— У, м, мин S. мм об Z. мм <Р R, мм 1° р-мм
мм ьч мм Р, кге' см2 т, мин D, мм А ат т, мин
6? — 0,4-0,55 0.4-0,7 45 45 0,3-0,8 0- + 4° 0,05-ОД 1.5- 3,0 0.5- 1,5 4- 5 5- 8 0.8 1,2 4- 5 5- 8
Обозначения: г — скорость резания; s — подача; t — глубина резания; <р — главный угол в плане; <рт — вспомогательный угол в плане; R — радиус скругления вершины резца; 7 — передний угрл; р — радиус скругления режущей кромки; I — размер стальной крошки в продольном сечении; b — размер стальной крошки в поперечном сечении; р — давление воздуха в магистрали; Т — время обдувки; 1) — диаметр чугунной дроби.
оплавление. Оплавление ведут обычно в две стадии — нагрев детали с покрытием до 800 —900сС (предварительный), а затем окончательный нагрев покрытия (t = = 1030 — 1080°С) до начала выделения жидкой фазы (эвтектики).
Обработку покрытий типа СНГН и ВСНГН, имеющих объемную твердость HRC 58 — 68, а микротвердость отдельных включений типа боридов, карбоборидов, карбидов — до 4000 кгс/мм2, следует производить только алмазными кругами. Обработка абразивным инструментом неприемлема из-за малой производительности (частая правка круга и низкие режимы обработки) и отсутствия требуемой шероховатости.
Предварительную обработку этих сплавов следует производить алмазными кругами на металлических связках: МО16, МО13, МВ1, с алмазами АСКМ, АСК, АСВ зернистостью 200/160, 250/200, стабильно обеспечивающих шероховатость поверхности в пределах Ra = 0,16 -5- 0,3 мкм и имеющих наименьший расход алмазов в сравнении с кругами на органических связках.
При этом следует пользоваться следующими режимами обработки: гкр = = 35 4- 50 м/с, гд = 25 4-35 м/мин, snp = 1 м/мин, snon = 0,08 4- 1,5 мм/дв. ход. при последних проходах = 0,01 — 0,03 мм/дв. ход и обильном охлаждении СОЖ (5%-ный водный раствор эмульсола). Финишную обработку этих покрытий целесообразно производить торцом чашечных алмазных кругов, эластичными брусками и бесконечными алмазными лентами при обильном охлаждении 20%-ным водным раствором эмульсола.
Например, вал диаметром 1500 мм шлифуют кругом диаметром 150 мм. При обработке следует использовать чашечные круги с алмазом АСО, АСР, АСМ на органических связках Б1 и БР зернистостью 28/20 — 125/100. Минимальная шероховатость поверхности (Ra = 0,04 4- 0,02 мкм) обеспечивается при продольной подаче snp < 0,27 мм/об, усилии прижима торца круга к обрабатываемой детали Р — 3 4- 6 кге. зернистости К = 28/20 4- 63/50.
Для полирования используют алмазные ленты (эластичные бруски из стального основания, эластичного подслоя (резины) и эластичной алмазной ленты (АСО) на каучукосодержащих связках Р9 и Р4 или бесконечные алмазные ленты). Алмазные ленты на тканевой основе не следует применять для полирования указанных твердых покрытий ввиду интенсивного расхода алмазов (одной лентой можно обработать две-три детали 0 80x40 мм). Для обработки эластичными брусками используют суперфинишную головку мод. СФГ-100, установленную на токарновинторезном станке, с амплитудой бруска при осциллировании 3 мм и числом двойных ходов механизма осциллироваиия 1400 в минуту при обильном охлаждении СОЖ (смесь 79% керосина, 20% веретенного масла и 1% олеиновой кислоты).
231
er.ru
Минимальная шероховатость (Ra = 0,03 -г 0,015 мкм) обеспечивается при гд = = 25 30 М/мин, Т = 25 4- 35 с, р = 3 4- 4 кгс/см2, К = 28/20 4- 63/50. Аналогичные режимы обработки следует применять при использовании бесконечных алмазных лент на каучукосодержагцих связках Р9 и Р4.
Результаты алмазной обработки- справедливы для всех самофлюсующихся Ni—Cr—B-Si твердых сплавов. Обработку сплавов ПГ-ХН8ОСР2 и ПГ-ХН8ОСРЗ можно производить и абразивными кругами из карбида кремния. Для черновой обработки следует применять круги К325-40 СМ1К-СМ2К, для чистового шлифования КЗ 10-16 СМ1-СМ2К.
Износостойкость самофлюсующихся покрытий высокая. Так, например, износостойкость пар трения покрытие — сталь (условия граничного трения) выше износостойкости пар сталь — сталь и сталь — чугун в 4 —9 раз при удельных нагрузках 15 — 100 кгс/см2 И скоростях скольжения 8 — 54 м/мйн; при этом износ сталей, работающих в паре с покрытием, уменьшается в 1,5—2,5 раза.
Износостойкость самофлюсующихся покрытий приведена в табл. 18, 19.
Коэффициент трения в парах покрытие — сталь при исходной шероховатости Ra — 0,16 4-0,3 мкм меньше в 1,8—2,2 раза, чем в парах сталь — сталь, а при шероховатости установившегося режима износа меньше в 2 —10 раз.
18. Износостойкость самофлюсующихся покрытий (смазка ВНИИНП-410)
Путь треиия, .км Износ (мкм) при материале пар трения
хвг - хвг ХВГ - енгн сталь 45 — енгн сталь 40Х — енгн
р-- = 15 кгс/см2, г = 54 м/мин
1,68 1,0-1,0 0,5-0,4 0,5-0,3 0,6-0,4
3,37 1,5-1,5 1,0-0,6 0,6-0,4 0,8-0,5
•5,05 2,0-2,0 1,5-0,7 1,0-0,5 1,0-0,6
10,1 2,5-2,5 2,0-0,8 1,5-0,6 1,4-0,6
20,2 3,0-3,0 2,5-0,8 2,0-0,7 1,9 -0,7
25,3 3,2-3,2 2,7-0,9 2,1-0,7 2,1-0,7
р — 50 кгс/см2, v = 54 м/мин
1,68 3,0-3,0 1,2-0,5 0,8—О'’3 0,8-0,3
3,37 4,0-4,0 2,0-0,8 1,3-0,5 1,2-0,4
5,05 5,0-5,0 2,5-1,0 1,5-0,5 1,6-0,5
10,1 6,0-6,0 3,0-1,1 2,0-0,7 2,1-0,7
20,2 7,0-7,0 3,3-1,2 2,3-0,8 2,3-0,8
25,3 7,5-7,5 3,4-1,3 2,5-0,8 2,5-0,8
19. Износостойкость самофлюсующихся покрытий (смазка масло И-12А)
Путь треиия, км Износ (мкм) при материале пар треиия
сталь 48А — сталь 45 сталь 48А — енгн сталь 45 - СНГН сталь 40Х — СНГН
р = 15 кгс/см2, v = 54 м/мин
1,68 2,0-2,5 1,5-0,3 0,5-0,3 0,4-0,3
3,37 2,4— 3,0 ,2,5-0,4 0,8-0,4 0,7-0,4
5,05 3,6-3,8 3,5-0,5 1,0-0,5 1,0-0,5
10,1 • 4,0-4,3 3,9-0,5 1,5-0,6 1,4-0,6
20,2 1 4,4-4,0 4,0-0,6 2,0-0,7 1,9-0,7
25,3 j 4,6-5,3 4,2-0,7 2,1-0,7 2,0-0,7
232
Продолжение табл. 19
Износ (мкм) при материале пар трения
Путь трения, км сталь 48А — сталь 45 сталь 48А — СНГН сталь 45 - СНГН сталь 40Х — СНГН
р = 50 кгс/см2, v = 54 м/мин
1,68 2,0-2,5 2,0-0,3 0,8-0,3 о;8—0,3
3,37 3,0-3,5 3,0-0,5 1,3-0,5 1,3-0,4
5,05 4,0-4,5 3,5-0,6 1,5-0,5 1,4-0,5
10,1 4,5-5,0 4,0-0,6 2,0-0,7 2,0-0,6
20,2 5,0-5,5 4,5-0,6 2.3—0,8 2,3-0,7
25,3 5,2-5,8 4,7-0,8 2,5-0,8 2,5-0,8
Самофлюсующиеся покрытия на основе Ni —Сг—В —Si наиболее эффективно применять в случаях, когда деталь нужно одновременно защитить от износа, коррозионного действия агрессивной среды и высокой температуры (до ЗОО'С). Их широко применяют для повышения долговечности различных машин и оборудования: насосов, лопаток вентиляторов, плунжеров литейных машин, знаков литейных форм, золотников гидросистем, кулачковых пар, штампов, шнеков для транспортирования абразивных материалов и др.
Покрытия из сплава ВСНГН, наполненного карбидом вольфрама и обладающего очень высокой твердостью, весьма эффективно применять для защиты изделий, подвергаемых абразивному, эрозионному и механическому воздействию.
Применение самофлюсующихся твердых материалов в узлах трения позволяет повысить износостойкость в 5—30 раз.
Список литературы
1. Аскинази Б. М. Упрочнение и восстановление деталей электромеханической обработкой. Л., «Машиностроение», 1977. 184 с.
2. Елизаветин М. А., Сатель Э. А. Технологические способы повышения долговечности машин. М., «Машиностроение», 1969. 398 с.
3. Елизаветип М. А. Повышение надежности машин. М., «Машиностроение», 1973. 430 с.
4. Магалии А. А. Технологические методы повышения долговечности деталей машин. Киев, «Техника», 1971. 144 с.
5. Рыжов Э. В. Технологическое управление геометрическими параметрами контактирующих поверхностей. — В кн.: Расчетные методы оценки трения и износа. Брянск. Приокское книжное изд-во, Брянское отделение, 1975. 232 с.
6. Сагарда А. А., Ченовецкий И. X., Ммшиаевский Л. Л. Алмазно-абразивная обработка деталей машин. Киев. «Техника», 1974. 175 с.
7. Справочник металлиста. Т. 2. М., «Машиностроение», 1977.' 720 с.
8. Справочник технолога-машиностроителя. Т. 1. М., «Машиностроение», 1972. 694 с.
9. Старосельский А. А., Гаркунов Д. Н. Долговечность трущихся деталей машин. М., «Машиностроение», 1967. 391 с.
10. Шнейдер Ю. Г. Образование регулярных микрорельефов на деталях и их эксплуатационные свойства. Л„ «Машиностроение». 1972. 240 с.
И. Ящерицын П. И., Рыжов Э. В., Аверченков В. И. Технологическая наследственность в машиностроении. Минск, — «Наука и техника», 1977. 256 с.
Глава 9
Смазочные материалы и присадки
Chipmaker.ru
Моторные масла
Масла, применяемые для смазывания поршневых двигателей внутреннего сгорания, называют моторными. Это легированные смазочные материалы, состоящие из основы — базового масла и синтетических добавок — присадок, улучшающих природные свойства базового масла или придающих ему необходимые новые свойства. Состав и вязкость базового масла, а также типы и концентрации добавленных к нему присадок в основном определяют эксплуатационные свойства моторного масла. Практически применяемые для производства моторных масел основы имеют вязкость 3,5—22 сСт при 100°С. Концентрации присадок в моторных маслах варьируют в широком диапазоне (от нескольких процентов в маслах для легких условий работы до 25 — 30% в маслах для судовых дизелей, работающих на высокосерпистых тяжелых топливах).
Общие сведения, необходимые для. правильного выбора моторного масла соответственно условиям его применения, содержатся в стандартной маркировке моторных масел согласно ГОСТ 17479 — 72.
Стандартная маркировка моторных масел слагается из следующих условных обозначений. Начальная буква М обозначает масло моторное. Следующая за ней цифра указывает номинальную вязкость масла в сСт при 100°С. Для всесезонных масел то же значение имеет знаменатель дроби, а числитель указывает пределы вязкости в сСт при — 18°С. После цифры или дроби следует одна из первых шести букв алфавита, причем буквы Б, В и Г могут иметь числовые индексы 1 или 2. Эти буквенные обозначения указывают область применения масла — группу по эксплуатационным свойствам. Всего ГОСТ 17479—72 устанавливает 11 классов моторных масел по вязкости и 12 групп по эксплуатационным свойствам и областям применения.
Поясним расшифровку марок моторных масел на примерах. Масло М-12Г! — моторное вязкостью 12 сСт при 100°G, группа Г,; масло М-63/10В — моторное, загущенное всесезонное вязкостью 10 сСт при 100°С и не менее 2600 — не более 10 400 сСт при — 18°С, группа В и т. п.
Классификация по вязкости и основные принципы выбора
Моторные масла подразделяют по вязкости на семь классов сезонных и четыре класса всесезонных масел. Предельные значения вязкости для каждого класса приведены в табл. 1.
Кроме пределов вязкости классификация нормирует величину индекса вязкости — условного показателя, характеризующего зависимость вязкости масла от температуры. Чем выше индекс вязкости, тем меньше изменение вязкости при изменении температуры. Кроме того, индекс вязкости сезонных масел характеризует глубину очистки базовых масел, использованных для их выработки. Высокий индекс вязкости всесезонных масел обусловлен наличием в их составе специальных вязкостных присадок, которые больше загущают масло при высоких температурах, чем при низких. Загущая маловязкое минеральное масло высокомолекулярными
234
1. Классы вязкости моторных масел
Класс вязкости Вязкость, сСт, при температуре С Индекс вязкости
100 -18
6 8 10 12 14 16' 20 6 ±0,5 8 ±0.5 10 ± 1.0 12 + 0,5 14 ± 1,0 16 ± 1,0 20 ± 2,0 6 ±0,5 - 8 ± 0,5 10 ± 0,5 Ю ±0,5 Не нормирована >90 -
4/6 4/8 4/10 6/10 2600 > V > 1300 > 125
10 400 > v > 2600
полимерами или сополимерами, получают моторные масла, пригодные к применению в автотракторных двигателях зимой и летом, а также специальные северные масла Для эксплуатации транспортных средств при очень низкой температуре окружающей среды.
2. Температуры, при которых моторные масла имеют эквивалентные вязкости
Класс вязкости по SAE ЗЗООа*1 SAE 10W SAE 20W SAE 30 SAE 40 SAE 50
Класс вязкости по ГОСТ 17479—72 б*2 6-8 10-12 14-16 20
Минимальная температура холодного пуска, &С -23 -18 -10 0 + 5
Максимальная температура масла в картере, QC 90 ПО 135 150 160
*> SAE — Американское общество инженеров автомобилистов.
*2 Нижний предел.
Выбор вязкости моторного масла, соответствующей условиям его применения, основывается на рассмотрении двух типичных режимов эксплуатации двигателя, при которых вязкость масла имеет максимальную и минимальную величину: пуск двигателя после охлаждения до температуры окружающей среды и длительная работа на режиме максимальной мощности.
Практическим опытом установлено, что максимальная величина вязкости моторного масла, при которой возможен пуск двигателя, равна 2500—5000 сП. Минимальная величина вязкости масла на поверхностях наиболее нагретых трущихся деталей, при которой оно обеспечивает надлежащее смазывание, равна 2—4 сП.
В табл. 2, составленной по данным [54], приведены ориентировочные величины температур, при которых моторные масла различных вязкостных классов имеют эквивалентные вязкости.
Средние значения максимальных температур деталей двигателей и масла в картере, по данным [57], приведены в табл. 3.
235
chipmaker.ru
3. Максимальные температуры трущихся деталей и масла в картере, °C
Место замера Карбюраторные двигатели Дизели Место замера Карбюраторные двигатели Дизели
Канавка первого поршневого кольца Кулачок кулачкового вала Стенка цилиндра 180-300 120-195 250-290 180-220 200-230 Коренной подшипник коленчатого вала Масло в картере 140-170 130-160*1 115-170 100-150
* Масляный радиатор дает возможность снизить температуру масла в картере в среднем на 23’С.
Для смазывания двигателей, эксплуатируемых при температуре окружающего воздуха выше 0сС или в машинных отделениях судов, электростанций и т. п., следует применять масла классов вязкости 10—20. При этом всегда нужно отдавать предпочтение маслу с минимальной необходимой и достаточной вязкостью. Применение масла с излишне высокой вязкостью приводит к перерасходу топлива из-за увеличения потерь на трение и увеличению пусковых износов, если пуск производят редко и без предпусковой прокачки масла от автономного насоса.
В случае, если по условиям эксплуатации пуск двигателя производят часто после непродолжительных (менее 2 ч) перерывов в работе, целесообразно выбрать масло на один класс вязкости выше, чем это необходимо из условия минимальной вязкости (2—4 сП) при температуре наибольшего нагрева трущихся деталей. Более вязкое масло медленнее стекает со смазываемых поверхностей деталей и обеспечивает меньший износ при пуске.’ В случае большой продолжительности перерывов в работе этот положительный эффект большей вязкости масла практически не ощущается.
Масла вязкостных классов 10 и 12 целесообразно применять в быстроходных двигателях транспортных средств, классов 14—16 в среднеоборотных тепловозных и судовых двигателях, класса 20 — для лубрикаторной смазки цилиндров крейцкопфных судовых дизелей.
Использование масел более высокой вязкости в двигателях с большим диаметром цилиндра обусловлено, в частности, тем, что они лучше уплотняют большие зазоры в лабиринте поршневых колец и предотвращают этим прорыв газов из камеры сгорания.
Для смазывания двигателей, эксплуатируемых при температуре окружающего воздуха ниже 0°С, применяют масла классов 6 и 8 или всесезонные масла классов 43/10 и 63/10. Всесезонные масла классов 43/10 и 63/10, а также масла класса 8 применяют также и летом.
В автомобильных карбюраторных двигателях целесообразно применять масла класса 43/6 — зимой в северных районах, классов 8 или 63/10 —зимой и летом в районах с умеренным климатом, класса 12 — летом в южных районах. В автотракторных дизелях целесообразно применять в северных районах зимой масла класса вязкости 6, в районах с умеренным климатом масла классов вязкости 8 и 10 — 12 зимой и летом соответственно.
В зарубежной практике в самое последнее время находят применение всесезонные масла очень широкого диапазона (SAE 10W/50 и SAE 20W/50), что эквивалентно по классификации ГОСТ 17479—72 43/20 и б3/20. Такие масла пригодны для круглогодичного использования в климатических условиях Западной Европы для смазывания современных и перспективных двигателей транспортных средств, в частности и при длительной езде с максимальными скоростями по автострадам [54]. Для перспективных моделей автомобилей прогнозируют максимальную температуру масла в картере 160°С, Однако по условиям достижения требуемых сроков смены масла его температуру в картере следует всемерно снижать до следую-
236
тих величин: для масел классов 10—20 до 130—135°С, класса 8 — 115СС, класса 6 и загущенных масел — 100°С. Превышение указанных температур приводит к резкому ускорению окисления масла.
Классификация по эксплуатационным свойствам н основные принципы выбора
Важнейшими свойствами моторных масел, определяющими возможность их применения в различных условиях эксплуатации двигателей разного типа и степени форсирования, являются:
моющие свойства, т. е. способность предотвращать образование углеродистых отложений на горячих поверхностях деталей и закоксовывание поршневых колец; противоизносные свойства;
диспергирующие свойства, т. е. Лособносгь предотвращать образование низкотемпературных отложений в картере, маслопроводах, фильтре маслоприемника и других зонах при работе двигателя на малых нагрузках;
антикоррозионные свойства, т. е. способность предотвращать коррозионное разрушение антифрикционных покрытий подшипников коленчатого вала;
антиокислительные свойства, т. е. стойкость масла к окислению при высоких
температурах;
нейтрализующие свойства, т. е. способность нейтрализовать кислоты, образующиеся в процессе окисления масла и конденсирующиеся из продуктов сгорания
топлива.
Варьируя состав композиции присадок и их содержание в масле, получают товарные масла с комплексом свойств, отвечающих требованиям классификацион-
ных групп.
Классификация масел по группам эксплуатационных свойств в зависимости от области их применения установлена ГОСТ 17479 — 72. Масла групп Bt и Б2, В! и В2, Г[ и Г2 предназначены для малофорсированных, среднефорсированных и высокофорсированных карбюраторных и дизельных двигателей соответственно. Масла групп Б, В и Г являются универсальными, предназначенными для двигателей обоих типов.
Соответствие масла по эксплуатационным свойствам данной группе устанавливаются серией стандартных моторных испытаний на специальных установках или двигателях. Методы испытаний для масел каждой группы перечислены в ГОСТ 17479 — 72, а их описание приведено в обзоре [33].
Рекомендуемая область применения масел различных групп в ГОСТ 17479 — 72 дана описательно, без количественной характеристики понятий малофорсированный, среднефорсированный или высоко-форсированный двигатель. Уточнение выбора группы масла в зависимости от степени форсирования двигателя можно сделать по данным графика на рис. 1, который построен по данным [61] с заменой обозначений уровней эксплуатационных свойств масел по военным спецификациям США и Англии, стандартными обозначениями групп по ГОСТ 17479 — 72 согласно диаграмме взаимозаменяемости [33].
Критерий форсирования двигателей — произведение средней скорости поршня на среднее эффективное давление — принят показателем жесткости условий работы масла в двигателе. Построено четыре графика равных критериев форсирования и получено пять областей в координатах р„ — с„. Каждый из четырех г рафиков построен по критерию
Рис. 1. Выбор группы масла в зависимости от степени форсирования двигателя
237
chipmaker.ru
форсирования моторной установки, применяемой для классификации испытаний масел данной группы. В каждой области указаны группы масел, применяемые для двигателей, критерий форсирования которых попадает в данную область. При этом следует отметить, что масло низшей группы применимо в сочетании с топливом, содержащим до 0,4% серы, а масло более высокой группы работоспособно при содержании серы в топливе до 1%. Для двухтактных двигателей критерий форсирования следует удвоить.
Товарный ассортимент отечественных моторных масел, их основные назначения и характеристики приведены в справочнике [45].
Взаимосвязь классификаций моторных масел с ведомственными и фирменными спецификациями на моторные масла и вопросы их взаимозаменяемости рассмотрены в работе [33].
Автотракторные трансмиссионные масла
Автотракторные трансмиссионные масла предназначены для смазывания механических и гидромеханических передач подвижных наземных машин.
Типичный вид повреждения рабочих поверхностей зубьев шестерен и подшипников трансмиссий — усталостное выкрашивание, а при наличии высоких контактных температур — также и заедание.
Эффективная мера против заедания — противозадирные присадки к маслам, а положительное влияние на усталостную долговечность поверхностей зубьев может оказать повышение вязкости смазочного масла.
При выборе вязкости масла необходимо считаться также с тем, что величина вязкости масла, его вязкостно-температурные и низкотемпературные свойства определяют возможность трогания машин с места при низких температурах без подогрева трансмиссии, расход топлива и условия слива масла.
Вязкость и вязкостно-температурные свойства
Величина вязкости и низкотемпературные свойства выбираемого масла определяются климатическими условиями эксплуатации и хранения, особенностью конструкций передач и мощностью двигателя на единицу массы машины.
Классификация отечественных автотракторных трансмиссионных масел по вязкости н условиям эксплуатации, принятая странами — членами СЭВ (РС-3999—73), приведена в табл. 4. Там же даны соответствующие марки отечественных масел.
Для трансмиссионных масел, работающих'в широком диапазоне температур, важна пологость вязкостно-температурной кривой. Для области температур, где масла подчиняются закону Ньютона,
здесь ft — толщина масляной пленки, см; т] — динамическая вязкость; v — скорость, см/с, зависимость кинематической вязкости от температуры определяется законом Вальтера [18, 36]
lglg(v+ 0,8) = А —Big Т,
где v — кинематическая вязкость, сСт; А и В — константы, зависящие от углеводородного состава масел.
Зависимости вязкости от температуры по закону Вальтера для нескольких сортов трансмиссионных масел показаны на рис. 2. Зная вязкость масла при двух температурах, по этой номограмме можно определить вязкость его при любой температуре, где масло подчиняется закону Ньютона, тангенс угла наклона линий, т. е. коэффициент В в уравнении Вальтера, зависит от химического углеводородного состава масел и степени их очистки от смолистых соединений и тяжелых
238
4. Классификация отечественных автотракторных трансмиссионных масел по классам вязкости и условиям эксплуатации, исходя из классификации РС-3999-73 стран—членов СЭВ.
Классы вязкости ТМ-1 ТМ-2 ТМ-3 ТМ-4 ТМ-5
по SAE отечественные
75W 6 - - - — -
80W 9 — ТС,-9-ДФ-11 ТСЗП-8, ТС-ю-отп ТС3-9гип -
85W 12 - - ТСЗП-12К — ТМ5-12 , ТМ5-12РК
90 18' Нигрол 3 ТЭ-15-ЭФО, ТС-14,5--ДФ-11 ТСП-14, ТАП-15В, ТСП-15К ТС-14,5 — хлорэф-40, ТАД-17, ТСЗП-16А ТАД-17И
140 34 Нигрол Л Масло для коробок передач и рулевого управления ГОСТ 4002-53 Масло для ГИПОИДНЫХ передач, ГОСТ 4003-53
Примечание. Масла ТМ-1 без присадок; масла ТМ-2 с противоизносными присадками; масла ТМ-3 с противозадирными присадками, масла ТМ-4 и ТМ-5 для гипоидных передач, ТМ-4 с хлорсодержашимн присадками и свободной серой, ТМ-5 с. многокомпонентными серофосфорсодержащими присадками.
Рис. 2. Зависимость кинематической вязкости трансмиссионных масел от температуры (закон Вальтера);
1 — масло для промышленного оборудования (нигрол Л); 2 — осернен-ное масло для гипоидных передач; 3 - 1 АД-17и; 4 - ТС3-9гип; 5 -
ТСЗП-8; 6 - ТСП-14; 7 - ТАП-15В
239
chipmaker.ru
ароматических углеводородов; неочищенные остаточные масла — масло для про-мышленного оборудования и осерненнос масло для гипоидных передач, характеризуются наибольшим тангенсом угла наклона линий, т. е. резким изменением вязкости с температурой. Близко к ним по вязкостно-температурным свойствам масло ТАП-15В. Масла из бакинских нефтей имеют более крутую вязкостно-температурную характеристику, чем масла селективной очистки, получаемые из нефни урало-волжского и западно-сибирского бассейнов (ТАД-17и и ТСп-14).
Масла ТС3-9гип и ТСЗП-8 обладают особенно пологой вязкостно-температурной характеристикой и предназначены для эксплуатации в северных условиях.
Индекс вязкости (ИВ) характеризует вязкостно-температурные свойства масел в области положительных температур:
ИВ = ~~ V5°)100 + Р
L-H ’
где v50 — кинематическая вязкость масла при 50°С; Р - поправка, существенно влияющая на величину ИВ только при его отрицательных значениях; L— вязкость масла при 50°С (сСт), для которого ИВ = 0; Н — вязкость масла при 50°С (сСт), для которого ИВ = 100. L и Н находят по таблице [36, 43], исходя из вязкости рассматриваемого масла при 100°С. Приближенные значения ИВ даны в номограммах на рис. 3 и 4 [30, 36].
Неочищенные масла имеют низкий или даже отрицательный индекс вязкости.
Рис. 3. График для определения индекса вязкости масел вязкостью до 20 сСт при 100 С
240
5. Потери энергии в коробке передач автомобиля ГАЗ-51 ирн включенной первой передаче |16] (масло автотракторное трансмиссионное летнее но ТУ 38101 529 — 75, частота вращенвя первичного вала 1 об/мин).
Источники потерь энергии °о к общему крутящему моменту при температуре, °C Источники потерь энергии % к общему крутящему моменту при температур, СС
0 -15 0 -15
Внешнее трение Внутреннее трение в потоке масла 17,8 82,2 6,7 93,3 В том числе: в подшипниках и сальниках в зацеплении 20,5 61,7 14,4 78,9
Высокий индекс вязкости имеют хорошо очищенные масла (не ниже 80).
За исключением низкозастывающих масел, загущенных полимерными присадками, которые, независимо от углеводородного состава, всегда имеют высокий ИВ,
Рис. 4. График для определения индекса вязкости масел вязкостью выше 20 сСт при 100 С
241
При динамической вязкости,
Рис. 5. Распределение затрат мощности в трансмиссии автомобиля при низких температурах при работе на масле трансмиссионном Л:
1 — на внешнее трение; 2 — на внутреннее трение масла в скользящем контакте; 3 — на трение в потоке масла, образующемся при вращении шестерен; 4 — на трение в потоке масла, возникающем при его выдавливании из зацепления
состава масла и степень его очистки, которая определяет термоокислительную стабильность масла.
При низких температурах, близких к температуре застывания масла, вязкость зависит от градиента скорости сдвига.
В табл. 5 и на рис. 5 даны потери энергии на преодоление внутреннего трения в слое смазки: с понижением температуры, т. е. с возникновением структурной вязкости эти потери возрастают, в то время как внешнее трение, обусловленное полезной работой (например, перемещением машины), остается постоянным (рис. 5) [16].
ей 4000 — 5000 П, трогание с места авто-
мобиля без подогрева трансмиссйи представляет большие трудности [16].
По К. С. Рамайя динамическая вязкость нефтяных и растительных масел удовлетворяет следующей зависимости от абсолютной температуры:
На рис. 6 показана зависимость динамической вязкости от температуры для нескольких сортов трансмиссионных масел: масло ТСЗП-8 обеспечивает трогание с места наземных машин при температурах до — 55°С масла ТСП-14 и ТЛД-17и — до температуры — 30°С, масло ТАП-15В дает возможность трогания с места автомобиля при температурах не ниже — 22°С, а на масле для гипоидных передач возможно начало движения автомобиля без подогрева трансмиссии при температуре до — 18°С. Как правило, динамическая вязкость отечественных трансмиссионных масел нормируется при температуре на 5°С выше температуры их застывания.
С повышением давления вязкость масла возрастает по экспоненциальному закону
П = •Пое’"’,
где г) — динамическая (или абсолютная) вязкость при давлении р; т)0 - динамическая вязкость при атмосферном давлении; а — пьезокоэффициент вязкости, равный
1
——(см • с2/гс), который для нефтяных масел может быть от 0,0015 до 0,004 [48].
Весьма приближенно при увеличении давления на каждые 3500 кгс/см2 вязкость
удваивается. При высоких контактных давлениях на зубьях передач происходит два явления, способствующих увеличению их гидродинамической грузоподъемности:
повышение вязкости масла с давлением и упругая деформация контактирующих кривых поверхностей зубьев.
242
Рис. 6. Зависимость динамической вязкости товарных трансмиссионных .масел от температуры:
1 - ТСЗП-8; 2 — ТСП-14; 3 — масло для промышленного оборудования (нигрол 3); 4 — ТАП-15В; 5 — ТАД-17и; 6 — осерненное масло для гипоидных передач
Основы выбора масла н присадок
Для передач транспортных машин, особенно автомобилей,\ характерны очень высокие удельные нагрузки на зубья передач (до 30000 кгс/см2) и непостоянство режимов их работы: частое изменение скоростей движения автомобиля создает неблагоприятные условия для развития гидродинамического режима смазки при зацеплении зубьев передач.
Износ, а в некоторых случаях и заедание зубьев передач трансмиссий транспортных машин при работе их на маслах без присадок свидетельствует о том, что гидродинамические и контактно-гидродинамическце законы смазки для них не характерны. Ощутимое повышение долговечности зубчатых колес трансмиссий достигается использованием противоизносных и противозадирных присадок к маслам.
Температура начала взаимодействия химически активных противозадирных присадок с металлом определяет условия их применения и правильность выбора. Присадки не должны реагировать с поверхностью металла при температуре масла в объеме, чтобы не вызывать коррозию, но должны вступать в реакцию при температурах контакта. Поэтому при подборе присадок и выборе масел с присадками необходимо иметь представление о температурах, возникающих на поверхностях трения.
В указанных выше случаях, температура контакта может быть приближенно рассчитана по формуле Блока [11, 1В, 50]. Схема и пример расчета температуры
243
chipmaker.ru
6. Схема расчета контактных температур на зубьях шестерен Первая передача большегрузною автомобиля
Параметр Обозначение Размерность Расчетная формула Фактическое значение
Число зубьев:
шестерни — — 12
колеса —•- — 51
Модуль нормальный «'н см 0,5
Передаточное отношение i — -к 4,25
Рабочая ширина зуба Диаметр делительной ок- ь см 3,8
ружности:
шестерни daw см -ш'И 6
колеса "дк см -к"’ 25,5
Угол зацепления Диаметр основной окруж- а. — 2 2° 20’
ности:
шестерни ^ОШ см 4-7111 COS 5,55
колеса см «ЦК cos 23,58
Диаметр начальной окруж- 2А 5,54
ности шестерни см
1 + 1
Межцентровое расстояние ^4 см + 4ш 5,54
Крутящий момент на валу 2 11960
шестерни Частота вращения: ^кр ш кгс • см —
924
шестерни »ш об/мин —
колеса ик об/мин — 217
Погонная нагрузка на зуб Диаметр окружности голо- ч кгс/см — 1226
вок: 7.47
шестерни •^еш см —
колеса ^ек см —• 26,3
Угол давления на зуб в расчетной точке: 0,73
шестерни cos ссеш —
аеш — — 0,932
колеса cos аек - oi о 0,90
‘g “ек — — 0,484
Расстояние по линии зацепления :
от колеса до головки зуба ,7
шестерни -M-(tg аеш - tg aj 1,43
от шестерни до головки зуба колеса «к -у (tg^e-к 0,86
Положение расчетной точки на линии зацепления: 1,28
сш-0,Зшн
шестерни
колеса «к см ск — 0,3 тн 0,71
Радиус кривизны в расчетной точке: л 2,33
на головке шестерни Рш . —sin а, + е'ш
на соответствующей нож- р: 3,70
ке колеса -у- sin а, - еш
на головке колеса Рк <1ок. , • —8-^ sin а, + ек 5,69
на соответствующей нож- Рш 2 л 0,34
ке шестерни -siB-sin a, - е'к
Скорости перемещения про- 2
филей зубьев в расчетной
точке:
244
Продолжение таб.1. 6
Параметр Обозначение Размерность Расчетная формула Фактическое значение
головки шестерни 30 Рш 216
ножки шестерни Ии 30 Гш 31,4
ножки колеса »•" см/с 30 ₽|> 80
головки колеса >к ТСН.- , 30 ₽к 124
Скорости скольжения про-филей зубьев в расчетных точках: на головке шестерни на головке колеса Половина полоски контакта — Чп !к 1’ш - 136 93,6
на головке: шестерни ^1гш СМ 1,52 j у В*1 0,045
колеса ^1гк ’52Вс*2 0,021
Коэффициент трения Коэффициент теплопроводности стали Плотность стали Удельная теплоемкость стали f 7 7 с кгс - см/ /(см • с • °C) кгс/см3 кгс см/(кг X хсС) — 0,1 4.2 0,0078 7000
Температура контакта на головке зуба шестерни (ножка зуба колеса) Температура контакта на головке зуба колеса (ножка зу- ©гш °C 0,83 |/1усЬ1гш 0,83-^=. 275
ба шестерни) ©ГК - сс |АусЬ1гш 281
Контактная нагрузка на го- 9
ловке: шестерни колеса Рпп Ргк кгс/см3 2&1гш J7 2&1гш 12 600 28000
Шестерни закалевные шлифованные твердостью HRC — — — 58-65
*1 п РшРк . *2 Г РкРш *3 г, ’’ш ~ 1)" . 1’к - к . *4 _ Ь 1 ш
£> — ~ j С Рш + Рк Рк + Рш 1-Яи + /г"" 044 -0’ш
контакта на зубьях шестерен первой передачи большегрузного автомобиля приведены в табл. 6.
Значения температуры, рассчитанные по приведенной в табл. 6 формуле, представляют собой повышение ее на поверхности контакта за счет тепла, возникающего при трении. Фактически температура поверхности получается суммированием исходной температуры поверхности тела с расчетной температурой контакта. В табл. 7 приведены расчетные контактные температуры на поверхности зубьев шестерен трансмиссий автомобилей и тракторов, из которых видно, что при подборе присадок нельзя исходить только из величин контактных напряжений в полюсе зацепления. Важно принимать в расчет относительные скорости сколь-
245
chipmaker.ru
7. Температуры кпнтаь-ia на зубьях шестерен автомобилей и тракторов
Машина, механизм Передача Контактная нагрузка, кгс/см2 Относительная скорость скольжения профилей в расчетной точке, см с Температура контакта, °C
Пятитонный грузовой автомобиль Первая 16100 25.4 но
Большегрузы# автомобиль Первая 12600 136 275
Планетарный редуктор гидромеханической пере- Наиболее нагруженная пара 14900 136 115
дачи Раздаточная коробка 21300 583 330
Трактор колесный Бортовая 8700 42,5 130
Седьмая 6300 256 68
Трактор гусеничный Бортовая 7000 50,2 60
жения профилей зубьев и контактные давления в точке максимального тепловыделения. В зависимости от частоты вращения шестерен, точности и качества обработки коэффициент трения У может быть 0,03 — 0,1.
Экспериментальные данные по замеру температуры подшипников главной передачи с гипоидными шестернями показывают, что она может быть около 200’С, а температура масла в объеме — около 150°С. Температуры контакта на зубьях гипоидных шестерен, по-видимому, могут достигать максимума расчетных значений, приведенных в табл. 7.
В тракторах контактные температуры на зубьях шестерен наиболее низкие, а температура в объеме масла не превышает 100сС Вследствие этого случаи заедания поверхностей трения в трансмиссиях тракторов наблюдаются редко, а преимущественный характер повреждения поверхностей — Усталостное выкрашивание и износ. В связи с этим применение масел с противозадирными присадками для трансмиссий тракторов нецелесообразно, а эффективными являются присадки, снижающие износ поверхностей при умеренных режимах трения.
Значения нагрузок заедания шестерен и температуры масла на выходе из зацепления при испытании отечественных трансмиссионных масел на шестеренной 1" машине IAE-3 приведены в табл. 8.
8. Нагрузка заедания зубьев шее терпи и температура масла на выходе
1"
нз зацепления прн испытании на машине IAE-3— (по данным Ю. А. Розенберга)
Показатель ТЭ-15-ЭФО. ТУ 38 101-521-75 Осернен-ное масло для гипоидных передач. ГОСТ 4003-53 ТСП-14, ТУ 38 101-488 -74 ТАП-15В, ТУ 38 101-176-74 ТСЗП-8, ТУ 38 101-313-72 ТАД-17 и. ТУ 38 101-306-72 Масло для гипоидных передач с присадкой СФА (опытное;
Нагрузка заеда- 190 280 225 *1 210*' 251 314 320
ния, кгс/мм2 251« 220 *2
Температура
масла на выходе.- 161*' 158*'
’С 100 173 171*2 173*2 155 >200 >200
*' С присадков ОТП.
*2 С присадкой ЛЗ-23 к.
246
Для современных масел с серофосфорсодержащими присадками (две правых графы табл. 8) заедание зубьев шестерен наступает при более высоких нагрузках, но до наступления заедания возникает выкрашивание поверхностей зубьев, а высокая температура масла на выходе из зацепления (выше 200 С) свидетельствует о том, что такого типа присадки реакционноспособны и эффективны при высоких контактных температурах, вследствие чего заедание наступает не мгновенно, а развивается нарастающим темпом на последних ступенях нагружения.
Типы и свойства присадок
Имеется три типа присадок к маслам, улучшающих условия трения.
1. Антифрикционные, снижающие трение и повышающие КПД передачи, а также фрикционные, обеспечивающие заданную характеристик;’ коэффициента трения;
противоизносные, снижающие износ поверхностей при умеренных температурах или нагрузках;
противозадирные, предотвращающие и смягчающие процесс заедания поверхностей при высоких контактных нагрузках и температурах.
В качестве антифрикционных присадок служат поверхностно-активные вещества, адсорбирующиеся на поверхности металла и удерживаемые слабыми ван-дер-ваальсовыми силами. Вследствие этого адсорбированные пленки поверхностноактивных веществ могут удерживаться на поверхностях при температурах трения не выше 140сС [12].
Присадки, к которым относятся жирные кислоты, их эфиры и соли, натуральные и синтетические жиры, целесообразно использовать в маслах для червячных передач, где необходимо обеспечить максимально высокий КПД и заданную термическую мощность редуктора.
В качест ве фрикционных присадок, обеспечивающих /ст < /кнн и тем исключающих скачки при трении, применяют спермацетовое*'масло (дефицитное), стеарат алюминия и азотсодержащие производные фосфорных, тио- и дитиофосфорных кислот, аминные соли диалкилдитиофссфорных кислот (АДТФ, п. 17, табл. 9), которые эффективны в малой концентрации и являются также противоизносными присадками.
9. Прогивизадирныс и прсмивоизносные присадки к трансмиссионным маслам
№ по пор. Марка Химическая характеристика Концентрация в .масле, вес. % ГОСТ, ТУ Область применения
1 ОШ Осерненные тетрамеры пропилена 5-6 ОСТ 38-01-8-71 Автомобильные трансмиссионные масла
2 КИНХ-2 Осерненные полиолефины 3—4,5 -
3 Л3-23к Э гилен-бис-изопро-пилксантогенат 5-неонентил-4-тре- 1 ичный бутил-1.2-дитнациклопен тен-4-тион-З 5 ГОСТ 11883-77
4 ЛЗ-ТИБ/б 4 ТУ 38 2(Г—70 Смазыва юще-ох лажда-ющие жидкости, автомобильные трансмиссионные масла
5 АБЭС Бпс-(алкилбензи.з-1ио)-эгап 3,5-3,8 ТУ 38 101327—72 Масла для зубчатых пе-редач транспортных машин и промышленного оборудования
247
Продолжение табл. 9
№ по пор. Марка Химическая характеристика Концентрация в масле, вес. % ГОСТ, ТУ Область применения
6 Хлорпа-рафин Хлорированный парафин 5-10 ТУ 6-01120-67 Масла для промышленных редукторов
7 Совол 11ентахлордифен ил 5-10 МРТУ 6-01-333-69 Масла для трансмиссий различных машин
8 Сульфол Бис-(трпхлорампл)-сульфид 4-5 ТУ 6-03113-64 Масло для приработки зубчатых и червячных передач
9 J13-28 Трихлорамилбутил-ксантогенат 6 ТУ 38-30131-71 Масла для трансмиссий различных транспор 1-ных машин
10 ЛЗ-ЗО9/2 Трпх лорамилди изопропилдитиофосфат 9-10 ТУ 38- 30169 - 73 Северные автотракторные трансмиссионные масла
11 ВИР-1 Многокомпонентная присадка 6,5 — Масла для гипоидных передач легковых автомобилей
12 Хлорэф-40 Дибутиловый эфир трихлорметилфос-фоновой кислоты 2 — Масло для гипоидных передач грузовых автомобилей
13 ДФ-11 Изобутил-изооктпл дитиофосфат цннка 0,8-3 ОСТ 38-129-73 Масла для коробок передач автомобилей, гидравлические масла, для гидромеханических передач, моторные масла, компоненты полифунк-циональных присадок
14 ВНИИ НП-354 Ди-октилфенилди-тнофосфат цинка 5 ТУ 38-1 — 1181-68 Моторные масла. Масло для зубчатых передач
15 Дф-1 Диалкилдитиофосфат бария 3-3,5 ГОСТ 10644-63 Моторные масла. Масло для гидродинамических передач
16 МНИ-ИП-22К Диалкилфенилдн-тиофосфат кальция 4,5 ГОСТ 9832 - 77 Мм орно-трансмиссионные масла
17 АДТФ Аминная соль диал-.килдитиофосфорной кислоты 0,25-0,35 — Масла для гидромеханических передач и для трансмиссий автомобилей с фрикционными механизмами блокировки колес, масла для направляющих станков
18 ЭФО Цинковая и бариевая соли арилдитиофосфоновой кислоты 5 гост 14625 - 69 Тракторное трансмиссионное масло -
248
2 Противоизносным и присадками служат производные кислот । „сфера: фосфористой, фосфоновой и, особенно, фосфорной кислот [8], в частности, эфиры фосфорной, тио- и дитнофосфорной кислот, их амиды, аминные и метал-тические (особенно цинковые) соли.
Промышленностью выпускается два типа цинковых солей дитиофосфорных кислот: диалкилдитиофосфат цинка — присадка ДФ-11 (см. табл. 9) и диалкил-фенилдитиофосфат цинка — присадка ВНИИ НП-354 (пп. 13 и 14 табл. 9). Дитиофосфат бария — присадка ДФ-1 (п. 15) в большей степени действует как моющая н антиокислительная и в меньшей степени как противоизносная. В тракторных трансмиссионных маслах широко используют присадку ЭФО (п. 18) — смешанная
10. Температура разложения и взаимодействия присадок с металлами, их противозадирные н противоизносные свойства в растворе масла ТС-14,5 при испытании на четырехшариковон машине
Присадка Температура, °C Концепт-рация в масле, % по массе П рот и воза ди рн ые свойства при испытании Износ шаров в мм при нагрузке 20 кге за 4 ч
разложения взаимодействия с железом взаимодействия С медью
ОПП Рк. кге кге
Серосодержащие присадки
Бпс-(дналкилбен-зил)-дисульфиды (например, АБС-2) ОТП АБЭС 205-236*1 175 — 226*' 164-182*' 3 63,8 79 355 0,6 -0,8*'
182 227 178 202 135 194 5 3,5-3.8 66.8 56,3 68 69 398 355 0.6 0,7
ЛЗ-23 к 198 195 239 245 188 5 69,1 112 398 0,97
Бис-(изо пропил ксантогенат) 147 167 118 191 259 ПО 145 191 3 72,7 89 447 1,1
БТК 259 275 234 248 134 5 68,4 100/ 112 355 0,83
ЛЗ-ТИБ 259 248 132 3-4 70,9 100 398 0,8'
Х.юрсодержащие присадки
Хлорированный * 200 135 130 8 (от 5 60,4 100 355 1,0
парафин ДО Ю)
Сульфол 291 156 183 4 75 112 447 1.0
ЛЗ-28 235 150 160 6 79,4 112 562 0,83
Л3-309/2 185 158 163 8 74,2 100 447 0.45
Совол — — — 5 41 89 224 0.8
Фосфорсодержащие присадки
Хлорэф-40 225 135 2 86 141 631 0.45
ДФ-11 197 197 3 48,8 100 282 0.33
ВНИИ НП-354 234 4 -38.3 79 224 0.35
ЭФО - — — — 4 40,8 89 224 о.з
1 В зависимости от длины алкильных радикалов.
249
соль цинка и бария дитиофосфоновой кислоты с ароматическими радикалами. Присадка очень дешева.
Присадка МНИ ИП-22к, диалкилфенилдитиофосфат кальция (п. 16 табл. 9) в отличие от бариевых и цинковых солей дитиофосфорных кислот — ДФ-1, ДФ-11 и ВНИИ НП-354, может вызвать коррозию меди при повышенных температурах (130- 150°С).
Эфиры и соли фосфорной, тио- и дитиофосфорной кислот работоспособны приблизительно до контактных температур 200’С, когда начинается их термическое расщепление (табл. 10 и рис. 7).
Поверхностно-активные вещества — производные углеводородов, также могут снижать износ поверхностей, но при более низких температурах. Большая температурная стойкость производных фосфорной кислоты объясняется их химической адсорбцией на поверхностях в то время как поверхностно-активные производные углеводородов сорбируются физически.
Из данных расчета контактных температур на зубьях шестерен передач автомобилей и тракторов (см. табл. 7) следует, что производные кислот фосфора могут быть достаточно эффективными присадками к маслам для цилиндрических прямозубых и косозубых шестерен большинства автомобилей и тракторов.
Фосфорсодержащие присадки, за исключением производных трихлорметилфос-фоновых кислот (см. п. 12, табл. 9), неэффективны как противозадирные агенты, так как не смягчают процесс заедания поверхностей, хотя и повышают нагрузку заедания (рис. 7, кривые 5 и 1).
3. Противозадирные присадки предотвращают процесс заедания поверхностей при высоких контактных температурах и нагрузках.
В процессе пластической деформации при трении возникают ювенильные поверхности и наличие свободных вакансий в кристаллической решетке металла
Рис. 7. Зависимость износа от нагрузки при испытании масел с серосодержащими присадками на четырехшариковой машине и температура в центре лунки износа: /—масло ТС-14,5 без присадки; 2—то же, с 5% присадки ЛЗ-6/9; 3 —то же, с 5% дибензилдисульфида; 4 — осериенное масло для гипоидных передач; 5 — ТС-14,5 с 5% ДФ-11
250
приводит к схватыванию поверхностей и к развитию заедания. Химически активные противозадирные присадки реагируют с ювенильными поверхностями, насыщая свободные валентности и вакансии кристаллической решетки, тем самым препятствуя схватыванию и локализуя процесс в микромасштабах.
Как противозадирные присадки эффективны органические производные серы, хлора, а также соединения, содержащие оба эти элемента.
Температура масла в объеме, как правило, не превышает 150°С, поэтому надо выбирать в качестве противозадирных присадок такие соединения, которые реагируют с металлом при температуре выше 150°С. При трении скольжения на точечном контакте в начале заедания температура составляет 200 С и выше в зависимости от наличия и характера присадок в масле (рис. 7 и 8).
Из табл. 10 видно, что реакция хлорсодержащих присадок с железом начинается при температурах 130 — 180'С, поэтому большинство присадок этого типа пригодны при температурах масла в объеме до 130°С и при невысоких контактных температурах (рис. 8).
Серосодержащие присадки, как правило, реагируют с железом при температуре около 200сС и выше (табл. 10). Исключение представляют особо агрессивные органические производные серы, которые вследствие этого не применяют в качестве противозадирных присадок. Серосодержащие присадки эффективны при наиболее жестких режимах, т. е. при температурах около 200г'С и выше (см. рис. 7). При этом они в наибольшей степени способны снижать разрушение поверхностей и температуру на режиме заедания.
При выборе присадок не следует стремиться к односторонне направленному максимальному эффекту, а необходимо добиваться всесторонних оптимальных свойств масла с присадками. Современные масла должны быть полифункциональ-ными и поэтому содержать многокомпонентные присадки. Такое оптимальное сочетание получается от совместного введения фосфорсодержащих компонентов,
Рис. S. Зависимость износа от нагрузки при испытании масел с х.юрсодсржащими присадками на четырехшариковой Машине и температура в центре лунки износа:
1 —масло ТС-14,5 без присадок; 2 —то же, с 1% хлорэф-40; 3 — то же, с 10% хлорированного парафина; 4 — то же, с 4% сульфола; 5 — То же, с 4% сульфола и 3% ДФ-11
251
252
11. Исходные данные для выбора масел в зависимости от условий применения
Пределы вязкости, сСт при 100 С Область применения Вязкостно-, температур, ные свойств ва Низкотемпературные свойства .Противозадирные свойства Противо-износные свойства Фрикционные свойства Антио-кцели-тедьные свойства Характер присадок
6.5-7,5 Гидромеханические передачи Очень хорошие ИВ > 140 Очень хорошие, летние и всесезонные для умеренного климата, т]-4о<5ООП, для севера Т)-50 < С 400П При единой системе смазки с шестернями главной передача высотке, так как Эк & 350°С. Для малонагру-женных шестерен планетарного редуктора, где> 200'С-невысокие Очень хорошие fcilfma < <1,0 Очень хорошие Для нагруженных шестерен при > > 200°С присадки противозадирные, лротивоизносные, фрикционные, анти-окислительные, пеногасители, моющие Все присадки, кроме противозадирных
6,5-7,5 Г идродинамические передачи Хорошие, ИВ >90 — Не требуются Хорошие Не требуются Очень хорошие Лротивоизносные, антиокислители, моющие, пеногасители
14—18 22-34 Трансмиссии автомобилей и тракторов, не требующие по нагрузкам и температурам масел с присадками. Шестерни коробок передач автомобилей и тракторов, типичный внд повреждения поверхностей — износ и усталостное выкрашивание ИВ >80 < -25°С
Трансмиссии тракторов при Зк С 150°С, типичный вид повреждения поверхностей — износ и усталостное выкрашивание: • — - f £_
• 1
ю и» 9-11 14-20 для севера для умеренного климата ИВ > 100 ИВ = 40-95 3, < — 40’С; П-35 < 2000П 0, = -15-5- —20°С р-и < 2000П для тракторов, П—20 < 2000П для автомобилей Хорошее - Противоизносные, для низ ко застывающих масел — загущающие
9-11 14-15 Трансмиссии грузовых автомобилей при > 150°С для севера для умеренного климата ИВ > 100 ИВ> 80 Z Очень хорошие З3 = - 40'С П-40 < 2000 П Э,< — 25°С, т] - го < ЮОО П Хорошие - - - Противозадирные
14-16 12-14 Трансмиссии большегрузных автомобилей и гусеничных машин Эк = 200 для умеренного климата для севера ИВ >90 ИВ> 100 93 = -40°С, П—4о < юоо П 03 —25°С, П-20 < soon Хорошие Хорошие - Хорошие Противозадирные, противоизносные, для низкозастываю-щнх — загущающие
9-11 Северное для гипоидных передач грузовых автомобилей ИВ > 120 э3 = -50°с, п-45 < 2000 П Очень хорошие Хорошие — — Противозадирная, по дисфункциональная, загущающая
17-19 12-14 Ги п о идн ые передачи легковых автомобилей: для умеренного климата для севера ИВ >90 ИВ > 120 03 = -25°С, т) — 20 < ЮОО П 0, < 40'С. П-зз < 800 П Хорошие Хорошие - Хорошие Противозадирная, противоизиосная, ингибитор коррозии и окисления для низкозастываю-щих — загущающие
О б о з и а ч е и и я: <?к - температура контакта; <93 - температура застывания.
chipmaker.ru
улучшающих противоизносные свойства масла при умеренных режимах трения ц повышающих нагрузку заедания, и серосодержащих присадок, смягчающих процесс заедания и локализующих его в микромасштабах, а также снижающих температуру на режиме заедания. Современные масла требуют применения ингибиторов окисления и коррозии меди, а также стали во влажной среде, пеногасителей, а в некоторых случаях специальных фрикционных и моющих компонентов присадок (например, масла для гидромеханических передач).
Требования к маслам
Базовые масла и присадки необходимо выбирать, исходя из температурных условий работы передач, климатических условий и специфики конструкций трансмиссий (табл. 4, 9, 10 и 11).
Низкозастывающие масла вязкостью 5,5 — 12 сСт при 100сС и с хорошими вязкостно-температурными свойствами получают загущением полимерными присадками (полиметакрилатами, лолиизобутиленами, нормальными полибутенами и др.).
Особенно высокие требования предъявляются к вязкостно-температурным и низкотемпературным свойствам масел для -гидродинамических и гидромеханических передач, так как они являются рабочими жидкостями для гидротрансформатора и гидравлической системы управления, должны обеспечивать низкое сопротивление взбалтыванию и хорошо прокачиваться через трубки малого диаметра. В гидромеханической передаче масло смазывает планетарные передачи и является смазкой для фрикционных дисков сцепления. Поэтому масло должно иметь специальные фрикционные свойства за счет введения в него соответствующих фрикционных присадок, которые дают < 1,0 и
обеспечивают плавность включения дисков сцепления (табл. И). Масло должно содержать также моющие присадки, чтобы обеспечить чистоту фрикционов и отсутствие их пробуксовки.
Существующие марки автотракторных трансмиссионных масел и их назначение приведены в табл. 12—16.
Масла для промышленного оборудования
Назначение индустриальных масел — обеспечить снижение коэффициента трения в трущихся частях металлорежущих станков, прессов, прокатных станов и другого промышленного оборудования. Одновременно индустриальные масла должны отводить тепло от узлов трения, защищать детали от коррозии, очищать трущиеся поверхности от загрязнения, быть уплотняющим средством, не допускать образования пены при контакте с воздухом и т.д.
Смазочные материалы, применяемые в ответственных узлах, Могут рассматриваться как своего рода конструкционный материал со свойствами, влияющими-на работоспособность поверхностей трения в ряде случаев не в меньшей степени, чем свойства материала, из которого изготовлены смазываемые детали.
Индустриальные масла для промышленного оборудования условно делят по вязкости на три следующие группы [4, 41]:
маловязкие (легкие) вязкостью от 6 сСт при 20°С до 10 сСт при 50°С;
средневязкие (средние) вязкостью от 10 до 58 сСт при 50°С;
вязкие (тяжелые) вязкостью от 58 сСт при. 50°С до 96 сСт при 100°С.
За последние 10 лет наметилась тенденция повышения индекса вязкости с 85 до 95 — 105 и даже до 120—140 пунктов. Это объясняется тем, что высокоиндексные базовые масла обладают повышенной приемистостью к различным композициям присадок, что благоприятно сказывается на качестве масла при его применении и способствует снижению расхода присадок при производстве легированных масел.
254
12. Масла без присадок
Основные показатели ТС-14,5, ТУ 38 101110-71 Масло для промышленного оборудования (нитрол Л и 3). ТУ 38 101529-75 Методы испытаний
Вязкость кинематическая, сСт, при 10QC Температура застывания, °C Вязкость динамическая, П, не выше > 14,5 -25 650 (при -2ОС) . 18-32 3=—20 Л = — 5 ГОСТ 33-66* ГОСТ 20287-74 ГОСТ 1929-51
13. Масла дли гидромеханических передач
Основные показатели Масло А, ТУ 38 101179-71 ГТ-50, ТУ 38 101487-74 Методы испытаний
Вязкость кинематическая, сСт, при температуре, °C: 100 50 —20, не более Индекс вязкости, не менее Температура застывания, еС не выше Не нормирхется (5-8,2) 23-30 210.0 -40 Не нормируется (5-6,5) 11-14 80 -28 ГОСТ 33-66» Таблица значений индекса вязкости (Стандартгиз, 1960) ГОСТ 20287-74
14. Масла с противоизносными присадками для коробок передач автомобилей и трансмиссий тракторов
Основные показатели _ v ТСз-9-ДФ-П, ТУ 38 101159-71 ТС-14, 5-ДФ-11, ТУ 38 101294 - 72 ТЭ-15-ЭФО. ТУ 38 101521-75 Методы испытаний
Вязкость кинематическая при 100 °C, сСт 9,0 14,5-15,5 15+1 ГОСТ 33-66*
•Индекс вязкости, не ниже 120 80 [43]
Температура застывания, °C, не выше -50 -25 -18 ГОСТ 20287-74 •
Динамическая вязкость, П, не выше 2000 ( при — 45 С) 800 (при —20'С) 2000 (при -15'С) ГОСТ 1929-51
Противозадирные свойства: ОПИ* 40 42 ГОСТ 9490 — 75
’ 34 37 — —
Рс, кгс 200 200
Диаметр пятна износа шаров, мм, за 4 ч при Г = 20 кгс 0.45 (при 130 С) Метод ВНИИ НИ
* Экспериментальные данные.
255
15. Масла с противозадирными присадками длД грузовых автомобилей и тяжелых гусеничных машин
Основные ТС-Ю-ОТП ТАП-15В, ТСп-14, Масло для коро-
показатели ТУ 38-101148 72 ТУ 38-101176-74 ТУ 38-101488-74 ГОСТ 4002-53
Вязкость кинематическая, сСт, при температуре, °C: 100 5= 10 15+1 14-15 20,5-32,4
50 — — —
-45 — — —,
Индекс вязкости — — —
Температура застывания, °C -40 -20 -25 —20
Динамическая вязкость, П, нс более 3000 3000 1000 . —
Противозадирные (при -35 °C) (при —20°С) (при —20О
свойства: ОПИ*, не менее 60 60 60 —
я, ~ 53 ~ 52 53-62
Рс кгс, не ниже 398 355 398 —
Основные ТСЗП-8 ТСЗП-9. ТСП-15К, Методы
показатели ТУ 38-101313-72 ТУ 38-101386-73 проект ТУ испытаний
Вязкость кинематн-
недхая, сКдт, -пру температуре, °C: 100 7,5-8,5 5=9 5= 15 ГОСТ 33-66*
50 — <36 — —
-45 <25000 . — —
Индекс вязкости — 120 90 [43]
Температура засты- -50 -50 -25 ГОСТ 20287-74
вания, °C Динамическая вязкость, П, не более Противозадирные свойства: ОПИ*, не менее 2500 (при -40°Q 800 (при - 20 С) ГОСТ 1929-51
50 60 60 55-62
Я3 45-48 52-54 355 ГОСТ 9490—75
Рс, кгс, не ниже * Экспериментальн 282 ые данные. 316
16. Масла для гипоидных передач
Основные показатели ТС3-9 ТУ 38 101386-72 (для грузовых машин) S 0) . о о к ё « 0 К Ч Й МЧЭ <Г> к о s « 1 02 ТСп-14с Хлорэф-40 ТУ 38 101270-72 (для грузовых автомобилей) ТУ 38 401101-75 ТАД-17И ТУ 38 101306-72 (для легковых автомобилей) Методы испытаний
Кинематическая вязкость, сСт, при температуре, °C; 100 50 Индекс вязкости, не менее Температура застывания, °C, не выше 5= 9 < 36 120 -50 20,5—32,4 -20 > 14,0 -25 5=15,0 120 ^38 5= 1-7,5 100-120 95 -25 гост 33-66 [43] ГОСТ 20287- 74
256
Продолжение табл. 1 $
Основные 1 показатели ТС3-9 ТУ 38 101386-72 (для грузовых машин) Осерненное масло для гипоидных передач легковых автомобилей, ГОСТ 4003-53 Й S £ о 5 ’Т 1 tn s ° А. 1 X Д £_ о о й к о ТСЗП-16А ТУ 38 401101-75
Динамическая вязкость, П, не более Противозадирные свойства: ОПИ*, не менее р кгс нениже Износ шаров, мм, за 4 ч при температуре, 'С: 130, не более 150, не более 2500 (при —45°С) 80 63-70 398 - 800 (при — 20 С) 80 65-72 447 1500 (при — 35°С) 70 62-65 398 0,5
* Экспериментальные данные.
70
62-68
398
ГОСТ
9490 - 75
ГОСТ
9490 - 75
Метод
ВНИИ HI1
Важнейшими преимуществами высокоиндексных базовых масел являются [171-обеспечение надежной работы деталей машин в ‘широком диапазоне рабочих температур;
длительность бессменной работы масла, способствующая снижению его рас-хода;
возможность универсального использования масел;
хорошая восприимчивость к присадкам и др.
Легированные индустриальные масла представляют собой нефтяные базовь,е масла, содержащие композиции различных присадок.
Характеристики основных отечественных присадок, применяемых в легированных индустриальных маслах, приведены в табл. 17. Противозадирные и против0-износные присадки см. табл. 9.
Применение присадок, улучшающих условия трения, способствующих сниЖе-нию износа трущихся деталей и предотвращению заедания поверхностей, обесп6-чивает: экономию металлов, увеличение межремонтных пробегов оборудования, соответствующее повышение КПД использования оборудования и производителе-ности труда, значительное повышение долговечности и надежности их работы.
Износ и заедание могут возникнуть при полужидкостном, полусухом и гра-ничном режимах трения. Эти виды повреждения поверхностей характерны д,пя тяжелонагруженных зубчатых передач, для подшипников скольжения, работающих в условиях обедненной смазки или выполненных из материалов с невысоких111 антифрикционными свойствами, а также в подшипниках качения при неблаг0-приятных условиях эксплуатации, особенно при наличии предварительной дефо?-мации тел качения.
Условия трения являются определяющим фактором при выборе масел Л° эксплуатационным свойствам. Основные эксплуатационные свойства смазочных масел приведены в табл. 18. Краткая характеристика и эксплуатационное значение этих показателей минеральных масел даны в справочниках [22, 23, 41], а требова-ния к их качеству — в работах [5, 24, 49].
257
chipmaker.ru
17. Присадки, применяемые при легировании индустриальных масел^
Наименование Химическая характеристика Концентрация в масле, % по массе ГОСТ или ТУ Назначение
А птнокислите. 1ьпые
ЛАНИ-317 Нойол Диалкнлдитпофосфат цинка на основе изопропилового спирта и спиртов прямого окисления синтина с 12—16 углеродными атомами 4-метил-2,4-дитретич-нын бутилфенол 0,7-3,5 0,2-0,7 ВТУ ТНЗ 139-64 ГОСТ 10894-76 Антиокпслительная про-тивоизносная, антикоррозионная Антиокпслительная
АКОР-1 В 15/41 А На основе масел АС-9,5; ДС-8 и ДС-11 с добавлением при защелачивании 1 —10%-ного технического стеарина (ГОСТ 6484-64)* Кислцй эфир алкенилянтарной кислоты и этиленгликоля /тикоррози 5-20 0,1-0,3 онные ГОСТ 15171-70 ТУ6-14866-72 Антикоррозионная и улучшающая консерва-ционные свойства Антиржавейная в условиях высокой влажности
ПИБ Продакт низкотемпера-/турной полимеризации изобутилена Концентраты ПИБ в масле: КП-5 ср. МВ 4000 - 6000 КП-10 ср. МВ 9000 — 15000 П-20 ср. МВ 15 000-25000 28 — 35% концентрата полнметаакрилата в масле И-20А Вязкости ые ТУ МХП 1764— 54
КП-5 КП-10 Подбором*1 ТУ 38 101209-72 Загущающая и повышающая индекс вязкости
ПМАд 0,1-0,3 ТУ 601270 - 68 Депрессорная, загущающая и повышающая индекс вязкости
ПМС-200А Полиметилсилоксано-вая жидкость Противопенная 0,002- I ТУ 602718-72 0,007 1
Стеарат алюминия Противоскачковая Алюминиевая соль сте- 1 0,7—2,2 1 ТУ 38 ариновой кислоты 1 1 101322-72
МВЧ-1 КГП: ГС-1 А Дисульфид молибдена Коллоидно-графитовые препараты с высокодисперсным графитом ГС-1 нтифрикци 0,5-3,0 1,0-2,0 онные ЦМ ТУ 06-1-68 ГОСТ 8295-73
* Подбирают в зависимости от вязкости базового масла, а также .механической деструкции и др.
258
18. Эксплуатационные свойства смазочных масел [34]
Свойства Что обеспечивает требуемые свойства Основные области применения масел, наделенных данными свойствами
Противозадирные То же, при ударных нагрузках Противоизносные Приработочные Антифрикционные Защита от релаксационных колебаний при трении Вязкостные: высокий индекс вязкости Противозадирные присадки Противозадирные присадки или высокая вязкость масел Противоизносные присадки Присадки, способствующие приработке Полярные присадки или синтетические масла Полярные присадки, обеспечивающие увеличение коэффициента трения с повышением скорости скольжения Глубокая очистка высокоиндексных масел из специальных нефтей и загущающие присадки к маловязким базо-вым маслам Механизмы, работающие при высоких нагрузках и температурах Механизмы, работающие с ударными нагрузками Механизмы, срок службы которых определяется изнашиванием трущихся поверхностей Приработки новых механизмов в начальный период эксплуатации Механизмы с низким КПД, червячные передачи, механизмы винт— гайка и др. Направляющие металлорежущих станков и других машин с медленным перемещением; механизмы с фрикционными муфтами Механизмы, работающие при значительных перепадах температур, при необходимости максимального постоянства вязкости
Сжимаемость: пониженная повышенная Использование масел соответствующего фракционного и углеводородного состава Гидравлические передачи Механизмы, работающие при ударных нагрузках
Застывание при минимальных температурах Стабильность против старения: прн обычных температурах при высоких температурах Вспениваемость (низкая) Деэмульгируемость (низкая) Применение маловязких масел, масел из специальных нефтей или депарафинированных масел и депрессорных присадок Глубокая очистка масел и анти-окислительные присадки Применение синтетических масел с антиокислительными присадками Антипенные присадки Антиэмульсионные присадки (деэмульгаторы) Механизмы, работающие на открытом воздухе в районах с низкими зимними температурами и при большой протяженности трубопроводов централизованной системы смазки Крупные и сложные машины с масляными системами большой емкости (прокатные станы и др.) Механизмы, эксплуатируемые при 'температурах 120—150сС (оборудование горячих цехов и др.) Везде Механизмы, в которых масло может обводняться (прокатные' станы и пр.). Механизмы, работающие во влажной атмосфере пли при возможности обводнения масла; при наличии агрессивных внешних сред Механизмы с уплотнениями и другими деталями из резины с плохой маслостойко стыо Оборудование текстильной и пищевой промышленности. Открытые механизмы. Часы и приборы с одноразовой заправкой масла Оборудование текстильной промышленности
Антикоррозионные Защитные Отсутствие воздействия на неметаллические материалы Липкость и нерастекае- Мость Смываемость Антикоррозионные присадки Антпржаиейныс присадки Масла с минимально допустимым содержанием ароматических углеводородов Полярно-активные пли полимерные присадки Поверхностно-активные присадки
259
chipmaker.ru
Продолжение табл. 18
Свойства Что обеспечивает требуемые свойства Основные области применения масел, наделенных данными свойствами
Негорючесть Применение негорючих и малогорючих водомасляных эмульсий или синтетических масел При эксплуатации в условиях пожарной опасности (гидравлические системы, оборудование горячих цехов, угольных шахт и др.) Везде
Нетокснчность I Трисадки, не обладающие токсичностью и неприятным запахом
Деаэрируемость Специальные присадки Гидравлические системы, машины и механизмы, в которых к маслу предъявляются подобные требования
Основные свойства
Вязкость. Выбор смазочных масел для промышленного оборудования производится главным образом по вязкости.
Для перевода одних единиц вязкости в другие, для расчета вязкости смесей смазочных масел, для расчета изменения вязкости от температуры или определения индекса вязкости масел следует пользоваться соответствующими формулами, номограммами, таблицами и графиками, приведенными в приложении № 1 справочника [41, с. 895 — 905].
При выборе масла следует учитывать три критических значения вязкости: оптимальное при нормальной рабочей температуре; минимальное при максимальной рабочей температуре; максимальное при самой низкой температуре, при которой должен быть обеспечен холодный запуск системы.
Изменение вязкости масла выше или ниже определенного диапазона в процессе работы отрицательно сказывается на эксплуатационных показателях оборудования.
Например, гидравлические масла, применяемые в гидроприводе станков с программным управлением, подлежат смене при изменении вязкости на ±10%. В обычных гидравлических системах увеличение вязкости масла при его эксплуатации не должно превышать 25 — 30% [6, 22, 49].
При гидродинамических расчетах, связанных с конструированием узлов трения и подбором масла для них, обычно используют кинематическую вязкость, которая является обязательным показателем в нормах для всех минеральных масел.
Кинематическая и динамическая вязкость некоторых минеральных масел приведена в табл. 19.
На величину вязкости масел значительное влияние оказывает давление (рис. 9). Измерения вязкости производились вибрационным методом [12]. Вязкость исследованных масел при всех температурах с увеличением давления растет неодинаково и тем значительнее, чем выше давление и ниже температура. Это свойство имеет особое значение при смазке механизмов, работающих с большими удельными нагрузками и высокими давлениями в узлах трения, и должно учитываться при конструировании и расчетах механизмов, так как оно положительно сказывается на смазывающих свойствах масла, обеспечивая создание прочного смазочного слоя между трущимися поверхностями.
Стабильность против окисления. Смазочное масло при эксплуатации не должно претерпевать значительных химических и физических изменений. Одним io наиболее вероятных изменений является окисление масла. В результате возрастает коррозионная агрессивность масла по отношению к металлическим поверхностям,
260
19. Кинематическая и динамическая вязкости индустриальных масел дли промышленного оборудовании
Масло Вязкость при 50еС Масло Вязкость при 50°С
кинемати-ческа я, сСт динамическая кинемати-ческая, сСт динамическая
Я-103,с/м2(Па-с) НЮ3, с/м2(Пас)
Ц-5А 4-5 3,4-4,3 ИГП-72 70,0-75,0 61,7-66,1
Й-8А 6-8 5.2-6,9 ИГП-91 88,0-94,0 77,5-82,8
И-12А 10-14 8.6-12.0 ИГП-114 110,0-118.0 96,9-104,0
И-20А 17-23 14,6-19.8 ИГП-152 147,0-158,0 130,2-140,0
И-25А 24-27 20,9-23,5 ИГП-182 175,0-190,0 156,0-169,4
Й-ЗОА 28-33 24,5-28,9 ИНСп-20 18,0-25,0 15,8-21,9
I1-40A 35-45 30,7-39,4 ИНСп-40 35.0-45,0 30,8-39,7
И-50А 47- 55 41,2-48.2 ИНСп-65 60,0-70,0 53,2—62,0
11-70А 65-75 57,3-66.1 ИНСп-110 100,0-120,0 88,6-106,3
И-100А 90-118 79,3-104.0 ИСПи-25 23,7-27,0 20,6-23,5
ЦП 1-4 3,4-4,4 2,8-3,7 ИСПи-40 34,2-40,5 30,1 -35,6
11ГП-6 5,5-7,5 3,9 -6,3 ИСПи-65 60,8-68,1 53,5-60,0
И Г П-8 7,0-9,0 6,0-7,7 ИСПи-110 109,5-118,5 97,6-105,6
ИГП-18 16,5-20,5 14,2-17,6 ИРп-40 35-40 30,8-35,2
III П-30 28.0-31.0 24.2-26,8 ИРп-75 72-80 64,2-71,3
ИГ П-38 35.0-40,0 30,5 - 34,8 ИРп-150 140-160 124,7-142,5
ИГП-49 47,0-51,0 41,2 — 44,7 III П-200 216-240 198,0-224,4
ИТП-300 304-357 258,1—340,9
повышается вязкость масла или образуются нерастворимые в масле вещества в виде осадков.
Процесс окисления смазочных масел ускоряется под действием высоких температур или в присутствии катализаторов: металлов и металлических солей органических кислот, образующихся при взаимодействии продуктов окисления с металлом. Образующиеся при окислении органические кислоты могут положительно действовать на масло. В дальнейшем на поверхности деталей образуется моно-молекулярный слой металлических мыл. Кроме того, в процессе окисления масел образуются: асфальтены, смолы и другие полимерные соединения. Эти изменения сопровождаются увеличением вязкости масла, его потемнением и образованием осадка. Однако процесс окисления можно затормозить, добавляя антиокислители или ингибиторы окисления.
Действие ингибиторов окисления основано на разрыве цепи при взаимодействии присадки с окисляемой молекулой масла, в результате которого окисляется сама присадка. В этом процессе молекула присадки разрушается, энергия окисляемой молекулы масла рассеивается и цепная реакция прекращается.
Интенсивность окисления масла (так же как и скорость химической реакции) с йовышением температуры на 10°С практически удваивается. Чем выше рабочая температура масла и продолжительнее время пребывания постоянного объема его в механизме, тем интенсивнее протекает процесс окисления и больше продуктов окисления накапливается в масле. Все это может привести к нарушению нормальной работы механизма (загрязнению, коррозии, прекращению циркуляции масла в системе и т. п.).
Устойчивость масла против окисления зависит от способа получения и состава, она обеспечивается подбором соответствующего сырья, глубины очистки (рис. 10), а в некоторых случаях введением специальных антиокислительных присадок (см. табл. 17, а также ДФ-1 и ДФ-11 в табл. 9).
Как показано на рис. 10, антиокислительная стабильность масла на глубоко-очищенной основе в несколько раз выше стабильности масла обычной глубины очистки. Глубокоочищенные масла более восприимчивы к антиокислительным присадкам.
261
chipmaker.ru
Рис. 9. Изотермы вязкости товарных масел при температурах:
а — О'С; 6 — минус 10”С; в — минус 20°С; г — минус 40°С; 1 — АМГ-10; 2 — МГЕ-10А; 3 — РМ; 4 — РМЦ; 5 — ВМГЗ; б— МВП; 7 — трансформаторное;
8 - ВИ-6; 9 - ИГП-6; 10 - АУП
В качестве основного критерия оценки работоспособности масла применяют кислотное число, которое для большинства индустриальных масел без присадок не должно превышать 0,05—0,5 мг КОН/г. Легированные масла могут иметь сравнительно высокие кислотные числа, поэтому критерием оценки работоспособ-
ности масел с присадками считается увеличение кислотного числа на 0,5 мг КОН/г по сравнению с первоначальной величиной, например, для масел серии ИГП. При этом скорость изменения кислотного числа имеет гораздо
Рис. 10. Антиокпслительная стабильность легированных масел различной глубины очистки основы:
1 — обычная очистка; 2 — глубокая
262
более важное значение, чем его абсолютная величина в любой момент на протяжении времени работы масла. Например, для некоторых минеральных масел без присадок устанавливается скорость повышения кислотного числа до 2 мг КОН/г в течение 600 ч и более.
Результаты окисления образцов легированных индустриальных масел ИГП по методу ASTM Д-943 при температуре 95°С, в течение 1000 ч, в токе кислорода, в присутствии меди, железа и воды показаны на рис. 11. Испытанию подвергались масла одинакового уровня вязкости (20 сСт при 50°С) на базе минеральных масел различной глубины очистки. Характерно, что изменение кислотного числа масла на глубокоочищенной основе (ИВ-95) происходит постепенно, а на обычной основе (ИВ-85) кислотное число масла резко возрастает с первых часов испытания и после 1000 ч достигает 3 мг против 1 мг КОН/г для масла на глубокоочищенной основе; при этом у масла обычной глубины очистки без антиокислительной присадки уже через 390 ч кислотное число достигло 2 мг КОН/г.
Антиокпслительная стабильность индустриальных масел особенно важна в условиях их длительной бессменной работы в циркуляционных централизованных системах. Данные об этих свойствах однотипных масел необходимы для правильного подбора и определения возможностей замены в том или ином узле смазки. На рис. 12 показаны результаты сравнительных испытаний образцов отдельных масел' вязкостью 28 сСт при 100°С, близких по физико-химическим свойствам, но отличающихся технологией получения и углеводородным составом.
Характер изменения вязкости масел при окислении в приборе ДК-2 показывает, что наиболее пологие кривые изменения вязкости у масел из малосернистых нефтей (К-28, П-28, П-28 ФНПЗ) и более крутые у масел из сернистых нефтей (ВИ-250, ПС-28). Однако при температуре 100С изменение вязкости масел после окисления сравнительно невелико и не превышает 0,5 сСт при 100°С. В циркуляционных централизованных системах смазки промышленного оборудования температура масла типа П-28 обычно не превышает 100°С, поэтому можно ожидать незначительное изменение кислотного числа и вязкости исследованных масел, характеризующих их старение в процессе эксплуатации.
Антикоррозионные свойства. Органические нефтяные кислоты, содержащиеся в минеральных маслах, а также образующиеся в результате окисления масла при его работе в количествах, превышающих допустимые пределы, могут являться причиной коррозии. Особенно чувствительны к коррозионному воздействию этих кислот цветные металлы и их сплавы, применяемые для заливки вкладышей
Рис. 11. Испытание масел по методу ASTM Д-943:
1 — масло без присадок ИВ-85; 2 ИГП на основе масла с ИВ-85; 3 — ИГП на основе масла с ИВ-95
Рис. 12. Изменение вязкости масла в зависимости от температуры:
1 — масло П-28 бакинское; 2 — П-28 ФНПЗ; 3 - К-28; 4 - ВИ-250; 5 - П-28 из сернистых нефтей
263
chipmaker.ru
подшипников. В некоторых случаях причиной коррозии могут быть также активные сернистые соединения (например, в маслах с присадками) и минеральные кислоты и щелочи, оставшиеся в масле в процессе производства. Для оценки антикоррозионных свойств служат предельные нормы по кислотному числу, содержанию
20. Противоизносиые и противозадирные свойства современных .тегированных масел
Масло Применение Назначение присадок П рот и возадир-ные свойства по ГОСТ 9490-75 Противо-износные С ВОЙС г-ва — диа-метр пятна износа, мм
Марка ТУ
Рс ступени ОПИ
ИГП-18 ИГП-38 ИГП-72 ИГП-91 ИГП-114 ИГП-182 38 101413-73 В гидравлических системах станочного и прессового оборудования, смазки малона-груженных зубчатых передач и других узлов, где необходимы масла с высокой ан гиокислительной стабильностью Антиокисли-тельная проти-воизносная, ан-тиржавейная и протнвопенная 29 29 30 31 31 31 2Г 23 25 27 29 29 0,45 0,48 0,42 0,45 0.39 0,42
ИГСп-18 ИГСп-38 38 101238-72 Там же, где масла ИГП и для гидроприводов, в которых необходимы масла с повышенными противозадирными свойствами Те же, что в маслах ИГП и про гивозадир-ная 30 31 31 32 0,45 0.45
ИНСп-20 ИНСп-40 ИНСп-65 ИНСп-110 38 101-76 Для смазки направляющих скольжения при малых скоростях подачи (1 — 200 мм/мин) и различных узлов трения промышленного оборудования ПроТйвоскачко-вая, антифрикционная, противозадирная, адгезионная 30 31 32 34 31 32 35 42 1,04 0.94 0,88 1,04
ИРп-40 ИРп-75 ИРп-150 38 101286-72 Для смазки зубчатых передач и средненагружен-ных элементов промышленного оборудования Аитиокисли-тельная, противозадирная, антикоррозионная, лротиво-пенная и протн-воизносная 35 36 37 46 60 67 0,42 0.51 0,86
38 101451-74
ИТП-200 ИТП-300 38 101292-72 Для зубчйгых передач и тяжелонаг ружейных червячных передач нтиокисл ii-тельная, противозадирная и антифрикционная 37 37 60 64 0,54 0,52
264
водорастворимых кислот и щелочей, коррозии медных и стальных пластинок, способности к влагостойкости, гидролитической стабильности, коррозии в присутствии ВОДЬ! И др.
Если кислотное число характеризует наличие органических кислот в масле, то водорастворимые кислоты и щелочи, определяемые по реакции водной вытяжки из масла, характеризуют наличие в масле минеральных кислот и щелочей. Коррозия медных и стальных пластинок определяется по состоянию их поверхностей после длительного выдерживания в масле (3 — 72 ч) при повышенных температурах. При этом оно служит прямым показателем коррозионной агрессивности масла, особенно при наличии в нем активных сернистых соединений. Способность к влагостойкости (защитные, антиржавсйные свойства) характеризует способность масла защищать трущиеся поверхности от действия влаги, которая в присутствий кислорода может вызвать коррозию металла — ржавление.
Противозадирные и противоизиосные свойства. Влияние масел на изнашивание материалов в лабораторных условиях определяют при испытании на машинах трения образцами геометрически простой формы — шарами, цилиндрами, роликами и плоскими брусками.
В отечественной практике для испытаний масел применяют четырехшариковые машины трения (ЧШМ), на которых определяют обобщенный показатель износа (ОПИ), характеризующий интенсивность'изнашивания поверхностей при нагрузках в диапазоне от Рк (нагрузки, при которой появляются первые риски задиров) до Рс (нагрузки, при которой задирание поверхностей приобретает катастрофический характер). Противозадирные свойства определяют по ГОСТ 9490 — 75 на машине трения ЧШМ.
Противоизиосные свойства масел определяют также на ЧШМ по методике, предусматривающей определение диаметра (мм) пятна износа на нижних шарах.
Противозадирные и противоизиосные свойства современных легированных масел приведены в табл. 20.
Противопенные свойства. Эти свойства характеризуют способность жидкости выделять воздух или другие газы без образования пены. Пенообразование обычно сокращает срок службы масла, так как при этом происходит более интенсивное окисление масла. При вспенивании ухудшаются охлаждающие свойства масла, увеличиваю гея потери через неплотности. Противопенные свойства масел оценивают склонностью к ценообразованию и стабильностью пены (см3) по методике ASTM Д-892.
Современный ассортимент
Индустриальные масла общего назначения, по ГОСТ 20799 — 75 представляют собой дистиллятные и остаточные минеральные масла (или их смеси) обычной глубины очистки из различных нефтей, не содержащие присадки. Они предназначены для смазывания различного промышленного оборудования, где не требуются специальные масла с присадками. Их используют также в качестве базовых масел при производстве масел с присадками.
В табл. 21 приведены основные физико-химические свойства индустриальных масел общего назначения по ГОСТ 20799 — 75, а в табл. 22 соответствующие им марки отмененных ГОСТов и ТУ.
Масла ИГП (см. табл. 19 и 20) представляют собой глубокоочищенные легированные масла с широким диапазоном вязкости. Наряду с улучшенными вязкостно-температурными свойствами (ИВ не ниже 90) к качеству этих масел предъявляют повышенные требования по важным эксплуатационным свойствам: термоокисли-тсльная стабильность, старение в горячем состоянии, склонность к ценообразованию, способность к влагостойкости и др.
Масла ИГСп (см. табл. 20) отличаются от масел серии ИГП содержанием противозадирной присадки. В требованиях на масла ИГСп установлены нормы по нагрузке зацепления и предельному давлению для разрыва пленки.
265
chipmaker.ru
21. Основные физико-химические свойства индустриальных масел общею назначения по ГОСТ 20799-75
Показатели Нормы для марок
И-5А И-8А И-12А и-20А*1 И-25А И-30А И-40А*2 И-50А И-70А И-100А
Вязкость кинематическая при 50"С, сСт 4-5 6-8 10-14 17-23 24-27 28-Я 35-45 47-55 65-75 90- 118
Индекс вязкости, не менее 85 85 85 85 85 85 85
Температура застывания, °C, не выше -25 -20 -зо — 15 -15 -15 -15 -25 -10 -10
Температура вспышки, определяемая в открытом тигле, °C, не ниже 120 130 165 180 180 190 200 200 200 210
Коксуемость, %, не более 0,15 0,15 0,15 0,20 0,40 0,45
Зольность, %, не более 0,005 0,005 0,005 0,005 0,005 0,002 0,005 0,005 0,005 0,005
Кислотное число, мг КОН на 1 г масла, не более 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05
Содержание серы в маслах из сернистых -нефтей, %, не более 1,0 1,0 1,0 1,й 1,0 1,0 1,1 1,1 1,2 1,2
Государственный знак качества, индекс вязкости > 100, темпе-
** Для масла, имеющего ратура вспышки > 190°С.
*2 Для масла, имеющего ратура вспышки > 210' С.
Государствениый знак качества, индекс вязкости >97, темпе-
Примечания: 1. Содержание воды, механических примесей, водорастворимых кислот и щелочей, растворителей для всех марок масел — отсутствие.
2. Предусмотрены показатели по определению цвета на калориметре Ц НТ, стабильности против окисления по TQCT 18136—72 и плотности по ГОСТ 3900-47 для накопления данных.
3. По соглашению с потребителями предусмотрены некоторые отклонения от ГОСТ 20799 — 75 по индексу вязкости, кислотному числу, коксуемости, зольности и температуре вспышки для некоторых масел из бакинских и. казахстанских нефтей.
Масла ИНСп (см. табл. 19 и 20) легированные обычной глубины очистки. Отличительной особенностью являются высокие противоскачковые свойства. Предназначены для смазки направляющих скольжения с малыми скоростями (1—200 мм/мин).
Масла ИСПи, ТУ 38 101293-72 (см. табл. 19), получаемые на базе масел обычной глубины очистки с добавлением присадок, улучшающих противозадирные, противоизносные и антифрикционные свойства. Эти масла предназначены для смазки зубчатых передач и направляющих скольжений со сравнительно высокими скоростями скольжения (выше 200 мм/мин).
Масла ИРп (см, табл. 19 и 20) предназначены для смазки зубчатых передач и средненагруженных элементов промышленного оборудования. Нормируются показатели по противозадирным и противоизносным свойствам.
Масла ИТП (см. табл. 19 и 20). Допускается содержание серы в масле за счет присадки не менее 1%.
Масла ИЦп (ТУ 38 101482-74) предназначены для смазки цепей подвесных и напольных конвейеров, периодически проходящих через сушильные камеры с температурой 180—200сС. Это высоковязкие остаточные масла вязкостью 20 и 40 сСт при 100°С. Масло ИЦп-20 (вязкость 15—20 сСт при 100°С) представляет
266
22. Марки индустриальных масел общего Назначения (без присадок)
по ГОСТ 20799—75 и соответствующие марки масел по отмененным ГОСТам и ТУ
Марки по ГОСТ 20799-75 ________
И-5А I4-8A И-12А И-20А И-25А __
Соответствующие марки по отмененным ГОСТам и ТУ
Велосит, ГОСТ 1840-51 Вазелиновое, ГОСТ 1846-51 И-12, ГОСТ 1707-51 И-20, ГОСТ 1707- 51 ИС-25, ТУ 38 1272 - 69
Швейное масло, ГОСТ 973-50 ИС-12, ГОСТ 8675-62 ИС-20, ГОСТ 8675-62 —
- - ИС-12, ТУ 38 1272 - 69 - -
- - - -
Марки по ГОСТ 20799—75
И-30А И-40А И-50А И-70А И-100А ___
Соответствующие Марки по отмененным ГОСТам и ТУ
И-30, ГОСТ 1707-51 И-45, ГОСТ 1707-51 | И-50 (СУ), ГОСТ 1707-51 | ИС-65, ТУ 38 1272-69 ист-п, гост 8675-62
ИС-30, ГОСТ 8675-62 ИС-45, ГОСТ 8675-62 ИС-50, ГОСТ 8675-62 - ИС-110, ТУ Зв 1272-69
- ИС-40, ТУ 38 1272 - 69 ИС-45, ТУ 38 1272-69 - -
- - И-50 (СУ), МРТУ 38 1233 — 66 - -
собой минеральное масло глубокой очистки из сернистых нефтей и содержит антифрикционную присадку. Масло ИЦп-40 (вязкость 40—45 сСт при 100°С) представляет собой вязкое минеральное масло из сернистых нефтей с композицией присадок, одним из компонентов которой является серосодержащая противозадирная присадка.
Масло ВНИИ НП-801 (ТУ 38 116—66) предназначено для приработки зубчатых и червячных передач [8]. Это масло получают на базе масла И-40А с добавлением не менее 5% противозадирной присадки сульфол и 0,5—1,0% антикоррозионной присадки Акор-1. В композиции масла ВНИИ НП-801 использовано свойство присадки сульфол повышать износ поверхностей трения в начальный период эксплуатации, что обеспечивает ускоренную приработку поверхностей, их полировку и снижение рабочей температуры в редукторе.
В результате применения масла ВНИИ НП-801 для приработки глобоидных редукторов по сравнению с обычно применяемым маслом цилиндровым 52 сокращается время приработки в 4 раза, значительно улучшается качество рабочих поверхностей, увеличивается пятно контакта зубьев на 10—30%, снижается рабочая температура масла в процессе приработки.
Масло П-8П (ТУ 38 101248—72) на основе минеральных масел с присадкой совол (3 — 5%) по МРТУ 601333—69 предназначено для смазки тяжелонагруженнЫ* зубчатых передач прокатных станов. Это масло отличается более пологой вЯЗ-
267
костно-температурной характеристикой по сравнению с обычно применяемыми высоковязкими маслами, особенно в зоне температур от +20 до —30°С, что очень важно для обеспечения нормальной работы циркуляционных систем смазки прокатных станов с большой протяженностью магистральных трубопроводов (90—100 м и более). Результаты испытания масла П-8П показали, что оно оказывает такое же влияние на интенсивность абразивного изнашивания по толщине зубьев шестерен, как масла ПС-28 и цилиндровое. При равных условиях нагрузки и сопоставимой твердости зубьев удельный износ зубьев шестерен валиков клетей и редукторов, смазанных маслом П-8П, в 1,5—2 раза ниже, чем при смазке высоковязкими маслами. Применение этого масла обеспечивает более интенсивный отвод тепла и снижает давление в маслосистеме на 0,4—0,6 кгс/см2 по сравнению с вязкими маслами.
Во всех легированных маслах предусмотрено отсутствие воды, механических примесей и водорастворимых кислот и щелочей.
23. Взаимозаменяемость отечественных легированных масел для промышленного оборудования с маслами ведущих зарубежных фирм
СССР Масла зарубежных фирм
Oliofiat Shell Mobil Esso
ИГП-2 Spindel oil 33 Velocite 3
ИГП-4 RAX-11 Tellus 11 Velocite 4 Spinesso 32
ИГП-6 RAX-15 Tellus 13 Velocite 6 Spinesso 34
ПГП-8 RAX-15 Tellus 15 Velocite 6 Spinesso 36
ИГП-14 Tellus 23 Velocite 10
ИГП-18 RZ/1-27 Tellus 27 DTE Licht Teresso 43
ИГП-30 RZA-40 Tellus 29 DTE Medium Teresso 47
ИГП-38 RZA-50 Tellus 33 DTE Neavy Medium Teresso 52
ИГП-49 RZA-65 Tellus 41 DTE Heavy Teresso 56
И ГН-60 RZA-65 Tellus 41 DTE 103 Teresso 65
ИГП-72 RZA-95 Tellus 69 DTE Extra Heavy Teresso 65
ИГП-91 PZA-120 Tellus 72 DTE 88 Teresso 85
Г1ГП-114 RZA-150 Tellus 72 DTE 105 Teresso 100
ИГП-152 RZA-200 Tellus 75 El 61L Teresso'120
ИГП-182 RZA-240 Tellus 75 DTE AA Teresso 140
ИГСп-18 RCS-27- Tonna 27 Febis K43
ИГСп-38 RCS-50 Tonna 33 Febis К48
ИНСп-20 Tonna 27 Vactra 1
ИНСп-40 Tonna 33 Vactra 2
ИНСп-65 Tonna 41 Vactra 3
ИНСп-110 Tonna 72 Vactra 4 ''
ИСПи-25 EP 35'S Tonna 27 Febic K48
ИСПи-40 EP 50/S Tonna 33 Febis K53
ИСПи-65 EP 85/S Tonna R41
ИСПн-110 EP 150/S Tonna 72 Febis K73
ИРп-40 ЕР 50/P Macoma 33 Compound AA Pen-O-Led EPl
ИРп-75 EP lot) P Macoma 68 Compound BB Pen-O-Led EP2
ИРп-150 ЕР 150/P Macoma 72, 73 Compound DD Pen-O-Led EP3
ИТП-200 ЕР 300/P Macoma 75, 76 Compound EE, PP Pen-O-Led EP5
ИТП-300 ЕР 400/P Macoma 82 Compound GG Pen-O-Led EP6
ИЦп-20 XTO Medium
ИЦп-40 Rothen 2000p
268
269
Принимая во внимание наметившуюся тенденцию увеличения объемов производства и потребления легированных масел для смазки промышленного оборудования, приведенный ассортимент легированных масел будет расширяться и подвергаться унификации. Одновременно их применение в различных узлах трения будет способствовать универсальному использованию масел и сокращению ассортимента масел на предприятии.
Экспорт и импорт промышленного оборудования потребовал сопоставления легированных масел с маслами ведущих зарубежных фирм. В табл. 23 приведена взаимозаменяемость отечественных легированных масел для промышленного оборудования и масел ведущих зарубежных фирм. Результаты испытаний образцов импортных масел даны в табл. 24.
Пластичные смазки
Показатели свойств
По своим свойствам пластичные (консистентные) смазки* занимают промежуточное место между твердыми смазками и маслами. В основном смазки состоят из двух компонентов: жидкой основы (минеральные, растительные, синтетические и другие масла) и загустителя (твердые углеводороды, различные соли высокомолекулярных жирных кислот — мыла, высокодисперсные силикагели и бентониты, другие продукты органического и неорганического происхождения). Кроме того,. в своем составе они содержат присадки, улучшающие эксплуатационные характеристики. Нередко в состав смазок вводят различные наполнители: графит, дисульфид молибдена, порошкообразные металлы или их окислы, слюду и др.
Загустители, в частности мыла, в процессе приготовления смазки образуют ее трехмерный структурный каркас, в ячейках которого удерживается масло. Благодаря наличию структурного каркаса смазки ведут себя при небольших нагрузках как твердые тела (под действием собственного веса не растекаются, удерживаются на наклонных и даже вертикальных плоскостях), а под воздействием критических нагрузок, превышающих прочность структурного каркаса, они текут подобно маслам. Однако при снятии нагрузки течение смазки прекращается и она вновь приобретает свойства твердого тела. Это весьма важная отличительная и преимущественная особенность смазок перед маслами.
Основными преимуществами смазок являются: способность удерживаться в негерметичных узлах трения, работоспособность в более широких температурном и скоростном диапазонах, лучшая смазывающая способность, более высокие защитные свойства от коррозии, работоспособность в контакте с водой и другими агрессивными средами, большая экономичность применения.
К недостаткам смазок следует отнести: плохую охлаждающую способность, более высокую склонность к окислению, сложность подачи к узлу трения.
Зная особенности и свойства смазок, определив условия работы и оценив конструкцию трущихся пар, можно правильно выбрать смазку для конкретного узла трения.
Основные характеристики смазок, чаще всего встречающиеся в отечественной и зарубежной нормативно-технической документации, по которым можно судить об их эксплуатационных свойствах и руководствоваться при назначении для конкретных узлов трения, приведены ниже.
Предел прочности (тпч, гс/см2) представляет собой то минимальное критическое усилие, которое необходимо приложить, чтобы произошла деформация структурного каркаса смазки и началось ее движение. Величину определяют по
♦ В дальнейшем дня краткости именуемые «смазки».
270
ГОСТ 7143 — 73. Абсолютная величина и температурная зависимость характеризует способность смазки удерживаться в узле трения, поступать в зону трения. В некоторой степени эта величина влияет на пусковые моменты сдвига подшипников.
Вязкость (г), П) характеризует течение смазки после нарушения связей в ее структурном каркасе в результате приложения критической нагрузки. Величину определяют в соответствии с ГОСТ 7163—63. Вязкость смазок не только зависит от температуры, но и от условий течения, т. е. скорости деформации. С повышением температуры и увеличением скорости деформации вязкость смазок уменьшается. Особенно чувствительна вязкость смазок к изменению скорости деформации. При постоянной температуре’ и с увеличением скорости деформации в 10 — 100 раз вязкость смазки понижается в сотни и тысячи раз.
В связи с тем, что существует зависимость вязкости смазок от скорости их деформации, говорят об эффективной вязкости. Под эффективной вязкостью смазок понимают вязкость ньютоновской жидкости (масла), которая при той же температуре течения оказывает такое же сопротивление сдвигу, как и смазка.
Вязкость смазки определяет условия ее заправки в узлы трения при низких температурах, влияет на пусковые и установившиеся моменты сдвига подшипников, относительно характеризует ее прокачиваемость по мазепроводам и т. л.
Механическая стабильность. Изменение объемно-механических свойств смазок, например предела прочности, в результате механической обработки и последующего их отдыха называют механической стабильностью смазок.
Механическая стабильность — важный эксплуатационный показатель свойств смазок, применяемых особенно в шарнирах, плоских опорах, подшипниках скольжения, так как в этом случае в работу вовлекается весь запас смазки. Механически нестабильная смазка, т. е. сильно разрушающаяся и не восстанавливающая своих первоначальных свойств после снятия деформирующих нагрузок, вытечет из такого узла трения и приведет к преждевременному его повреждению. Механическую стабильность регламентирует ГОСТ 19295 — 73.
Коллоидная стабильность. Способность смазки под воздействием внешних сил удерживать в ячейках своего структурного каркаса масло называют коллоидной стабильностью. Коллоидную стабильность определяют по ГОСТ 7142 — 74 в процентах выделившегося (отпрессовавшегося) масла.
Коллоидно-стабильные смазки могут не выделять масла при хранении и эксплуатации длительное время. Небольшое выделение масла из смазки при ее работе в узле трения всегда полезно, так как это способствует улучшению условий смазывания трущихся деталей. Однако чрезмерно большое выделение масла из смазки (низкая коллоидная стабильность) приведет к вытеканию масла из узла трения и образованию в ней затвердевшей массы загустителя, т. е. к нарушению режима смазывания.
Испаряемость определяется по ГОСТ 9566 — 74 в процентах улетучившегося масла при заданной температуре в строго регламентированное время. Потеря масла из-за его испаряемости приводит к относительному повышению содержания загустителя в смазке и, следовательно, увеличению ее предела прочности, вязкости, а также изменению других эксплуатационных свойств смазок.
Водостойкость. Под этим термином понимают способность смазок не растворяться в воде, не поглощать ее из окружающей среды, не смываться и не изменять значительно своих свойств при контакте с ней. Стандартного метода определения водостойкости нет. При необходимости в каждом отдельном случае в нормативно-техническую документацию записывают определенную методику (кипячение в горячей воде, смываемость, с вращающегося подшипника или пластины под воздействием регламентированной струи и т. п.).
Несущая способность смазывающей пленки. Понятие несущая способность (работоспособность) смазывающей пленки или смазочная способность смазки тесно увязана с вопросами трения и износа, а следовательно, с законами, которым они подчиняются. Это очень важная характеристика смазочного материала, аккумули-271
chipmaker.ru
I
рующая совокупность свойств, определяемых в граничных слоях контакта смазки с поверхностью металла, т. е. в условиях граничного трения. Здесь учитывают критическую температуру разрушения смазывающей пленки, критическое давление, которое она способна выдержать, ее пластифицирующее действие и адгезионные силы, антифрикционные и противоизносные свойства, противозадирные и другие характеристики.
В связи с тем, что смазки в своем составе всегда содержат поверхностно-активные вещества, не говоря уже о специальных присадках, их смазочная способность значительно выше, чем масла, на котором они изготовлены.
Несущую способность смазывающей пленки смазок в граничном слое оценивают по результатам испытаний на трение и износ, к числу которых относится также метод оценки противоизносных и противозадирных свойств на четырехшариковой машине трения ЧШМ-3 по ГОСТ 9490 — 75.
Антикоррозионные свойства характеризуют коррозионное действие смазки на металлы. Определяют по ГОСТ 5757—67 методом погружения металлических пластин в смазку, выдержку в ней при заданной температуре с последующим визуальным определением наличия на пластине следов коррозионного воздействия. Появление коррозионных пятен и точек на пластинах, значительное их потемнение, а также изменение цвета и внешнего вида смазки в зоне контакта с пластинами указывает на недостаточную антикоррозионную стабильность смазки.
Температура каплепадення. Максимальную температуру, при которой из капсюля термометра Уббелоде падает капля смазки, нагреваемой в строго рет ламентиро-ванных условиях, называют температурой каплепадения. Она только условно характеризует температуру плавления смазок и в связи с этим лишена физического смысла. Методика регламентирована ГОСТ 6793 — 74.
Для смазок, у которых температура каплепадения находится в пределах до 100 С, практически было установлено, что их верхний температурный предел работоспособности лежит на 15—20 С ниже их температуры каплепадения. Но с появлением смазок, у которых температура каплепадения находится значительно выше 100 С, например литиевых (170 — 200=С), комплексных кальциевых и бариевых (230 — 260"С), бентонитовых, силикагелевых (отсутствие), этот показатель утратил свое практическое значение. Так, верхний температурный предел работоспособности литиевых смазок лежит в пределах ПО—130;С, а комплексных кальциевых — 150-160'С.
По температуре каплепадения иногда можно судить о типе загустителя, на котором изготовлена смазка, а отсюда уже (косвенно) о возможных областях ее применения.
Пенетрация. Число пенетрации означает глубину погружения в смазку конуса стандартных размеров и массы (150 г) в течение 5 с при 25 С. Определяют в соответствии с ГОСТ 5346—50, единица измерения — десятые доли милиметра.
Этот показатель чаще всего регламентируется в нормативно-технической документации на зарубежные смазки. В ряде случаев его используют и в СССР. Пенетрация — условный эмпирический показатель, который лишен физического смысла I и не характеризует эксплуатационных свойств смазки. Нередко смазки, совершенно отличающиеся по своему составу и с самыми различными свойствами, имеют одинаковые или очень близкие значения пенетрации. Этот показатель можно использовать при оценке единообразия различных партий одной и той же смазки.
Содержание воды. Присутствие воды в большинстве смазок не допускается. Но есть смазки (гидратированные кальциевые, калыщево-натриевые), где вода является необходимым их компонентом. Смазки на гигроскопических загустителях, например натриевых мылах, могут также содержать незначительное (до 0,5%) количество воды, которое не оказывает отрицательного действия на их свойства.
Качественное содержание воды в смазках определяют в соответствии с ГОСТ 1548 — 42, а количественное — по ГОСТ 2477 — 65.
272
Содержание механических примесей. Нет единого мнения, что следует понимать под механическими примесями. Однако все посторонние включения, например, абразивы, усиливающие износ деталей, опилки или волокна тканей, засоряющие мазепроводы или пресс-масленки и ухудшающие доступ смазки к зоне трения, в составе смазок недопустимы. Содержание механических примесей в смазках определяют несколькими методами по ГОСТ 1036 — 75, растворяя смазку в углеводородных растворителях с последующей фильтрацией растворителей и взвешиванием осадка на фильтре. В этом случае для разных смазок допускается содержание от-фильтровавшегося осадка не более 0,1—0,5%; ГОСТ 6479—73 предусматривает определение содержания механических примесей, не растворимых в соляной кислоте, присутствие таких примесей, как правило, не допускается. По ГОСТ 9270 — 59 с помошью микроскопа в тонком слое смазки, нанесенной на предметное стекло, определяют количество и размер посторонних включений. Первые два метода используют в основном при оценке смазок общего назначения, а последний — при определении механических примесей смазок, применяемых в прецизионных парах грения, приборных подшипниках и т. п.
Содержание свободных кислот и щелочей. При изготовлении смазок, где загустителем служат мыла, трудно получить смазки с нейтральной реакцией. В них всегда присутствует избыток свободной щелочи или кислоты. Большой избыток как одних, так и других, не только отрицательно сказывается на реологических свойствах смазок, но вызывает коррозию трущихся деталей. Существует два стандартных метода определения содержания свободных кислот и щелочей: по ГОСТ 6307—75 определяют водорастворимые и по ГОСТ 6707—76 — органические. Если по последнему методу допускается незначительное присутствие свободных щелочей и кислот, то по первому, т. е. водорастворимые, должны отсутствовать.
В нормативно-технической документации на некоторые смазки регламентируются и другие показатели их свойств. Однако они не являются общими и существенно не раскрывают эксплуатационных характеристик смазок.
Более подробные сведения о пластичных смазках см. в работах [38, 40, 41].
На долю загустителя приходится от 8 до 25% всей массы смазки. Однако его природа и свойства решающим образом влияют на эксплуатационные свойства смазок, что, в свою очередь, определяет области их применения. В связи с этим для удобства в приведенной ниже табл. 25 смазки сгруппированы по типу загустителя.
По достоинству оценивая роль загустителя в определении свойств смазок, не следует забывать о дисперсионной среде — масле, на котором они изготовлены. Низкотемпературные смазки готовят на маловязких нефтяных и синтетических маслах. Для приготовления смазок, работающих выше 200гС, используют полисилоксаны и т. п. В состав смазок общего назначения входят в основном индустриальные, остаточные масла и их смеси.
Ассортимент и область применения
В узлах трения промышленного оборудования, сельхозтехнике, транспортных средствах и т. п. применяют широкий ассортимент смазок.
Свойства смазок приведены в табл. 25, а состав и области применения указаны ниже.
Гидратированные кальциевые (Са~) смазки — наиболее распространенный вид смазок. Применяют для различных узлов трения индустриальных, подъемных, транспортных и других машин.
Прее с-солидолы С и УС-1 состоят из смеси индустриальных масел 20, 30, 40 или масляных дистиллятов, загущенных Са-мыламн синтетических жирных кислот. Применяют для узлов трения шасси и рулевого управления автомобиля, а также других узлов при подаче смазки через пресс-масленки. Жировые солидолы более работоспособны, чем синтетические.
СолидолыСиУ С-2 имеют тот же состав, их применяют для всех типов узлов трения машин и механизмов, работающих в обычных условиях.
273
I chipmaker.ru
25. Свойства пластичных смазок
Товарное наименование смазки ГОСТ нли ТУ Вязкость, П, пр» 10 с"' и температуре, °C Предел прочности, гс/см2, при температуре, °C Коллоидная стабильность, о/ /о Температурные пределы работоспособности, °C
отрицательной ' при 0 20 80 от (-) ДО (+)
Гидратированные кальциевые (Са-) смазки
Солидо. 1Ы синтетические
Пресс-солидол С ГОСТ 4366-76 500 — 1000 1,2- 2.5 0 2-10 40 50
Солидол С ГОСТ 4366 - 76 — 1000- 2000 2-5 0 1-5 30 60
Солидолы жировые
Пресс-солидол УС-1 ГОСТ 1033-73 — 600- 1000 1,2- 2,5 0 7-15 40 50
Солидол УС-2 Графитная ГОСТ 1033-73 — 1500 — 2000 3-6 0 5-13 30 70
УСсА ГОСТ 3333-55 — 2000- 4000 4-7 0 — 70
Контактная ТУ 38 УССР 2-001979 — 72 — — (240) — 1-3 — 65
Индустриальная для прокатных станов
ИП-1Л (летняя) ГОСТ 3257-74 - 1000- 2000 2-5 0 5-15 10 70
ИП-13
(зимняя) ГОСТ 3257 - 74 — 500 — 1000 1,3- 3,0 0 10-18 15 65
ЦИАТИМ-208 ГОСТ 16422 — 70* Комплекс 15000-18000 при —30 н ы е к а л ь н I е в ы е | кСа-) мазки 40 100
Уннол-1 ТУ 38 УССР 2-01-150-73 — 1000- 2000 3-6 1,5- 5.0 1,5-3 30 150
Уннол-2 ТУ 38 УССР 2-01-219-75 — 800 — 1500 2-4 0,8-2,5 2-4 30 130
Униол-ЗМ ТУ 38 101605-75 5000 - 8000 при —30; < 2000 при -50 500 — 800 4-6 1,5- 4,0 5-10. 60 150
Дисперсол-1 ТУ 38 УССР 2-01-144-72 — — (200 — 310) — 7-15 40 100
ЦИАТИ М-221 ГОСТ 9433 - 60* < 8000 при -50 — — 1,0- 1,5 — 60 150
ВНИИ НП-207 ГОСТ 19774-74» На С 14000 при -30 т р и е в ы е (1 4а-) с м а зки 0,7-1,5 60 160
Консталин
жировой УТ-1 Консталин ГОСТ 1957-73 5000-7000 при —15 1500 — 3000 1,0- 2,5 • — 20 110
жировой УТ-2 ГОСТ 1957-73 8000-12000 при —15 2500 — 5000 — 1,5- 3,5 — 20 ПО
274
Продолжение табл. 25
Товарное наименование смазки ГОСТ или ТУ Вязкость, П, при 10 с 1 и температуре, "С Предел прочности, гс/см2, при температуре; fcC Коллоидная стабильность, °/ /о Темпера-, турные пределы работоспособности, °C
отрицательной при 0 20 80 от (-) ДО (+)
ЯНЗ-2 ГОСТ 9432 - 60 5000 - 7000 при —15 1200 — 2000 2,5-5,0 1,8- 3,0 - 30 100
1-13 ГОСТ 1631-61 6000-10000 при —15 2000 — 5000 4-8 1,5- 2,5 — 20 110
1-ЛЗ ГОСГ 12811-67* 6000-10000 при —15 5= 5000 4-8 1,5- 2,5 — 20 110
лз-цнии ГОСГ 19791-74 12000—16000 при —30 — 4-6 — 40 110
ДТ-1 ГУ 38 УССР 2-01116-76 — — (315-345) — — 30 по
КСБ ТУ 38 УССР 2-01115-76 11000-15000 при —15 7000- 8000 4-6 0,5-1.5 4-8 30 по
НК-50 самоле-1омоторпая (СТ) ИТ текстиль- ГОСТ 5573-67* ОСТ 38.1.38-74 25 000 - 30 000 при — 15 1,8- 2,5 15 150
ная 4000 - 6000 при —30 — 1,3- 1,6*2 Г- — 30 80
Лепнерная ВЛ ВНИИ ГОСТ 5078 - 49* 1100- 1300 (при 20) 1.5- 2,5*2 15 120
Н П-228 ВНИИ НИ- ГОСТ 12330-66 5000-8000 при —40 0,5-1,5 0,5-1,0 — 45 150
257 ГОСТ 16105-70* 2000-2500 при — 50 — 0,8-1.0 >0,8*2 — 60 150
Литиевые (Li-) с м а з к и
ЦИАТИМ-201 ГОСТ 6267-74 2000-3000 800 — 1500 3-5 1,0- 2,5 20-30 60 90
ЦИАТИМ-203 ГОСТ 8773-73 3000 - 8000 1000- 2000 3,5- 7,0 1,5- 3,0 6-12 50 100
ЦИАТИМ-202 ВНИИ нп- ГОСТ 11110-75 10000-15000 при —30 — 2-3 1,2- 1,5*2 — 40 ПО
242 ТУ 38 1-01-359-73 4000-10(100 при — 15 3000- 5000 4,5- 6,5*2 1,0- 1,5 — 30 100
Литол-24 ГОСТ 21150-75 10000-15000 при — 30 2000 — 2800 6-8 2,0- 4,5 8-12 40 120
ЛитоЛ-459/5 ТУ 38 101-207-75 — 5000 — 7000 — 12-16 1-4 40 130
Фиол-1 ТУ 38 101-247-76 2300 - 5500 при —20 800 — 1500 2-3 1,0- 1,5 15-20 40 120
Фиол-2 ТУ 38 УССР 2-01-188-74 4000 - 8000 при —20 1000- 2200 3-5 1,5- 2,5 10-15 40 120
ФИОЛ-2М ТУ 38 101233-75 4000-8000 при —20 1000- 2200 3-5 1,5- 2,5 10-15 40 120
Фиол-3 ТУ 38 УССР 2-01-189 74 8000—15000 при —20 2000 — 3000 6-8 2-4 8-12 40 120
ЛСЦ-15 ТУ 38 УССР 2-01-224-75 7500-15000 при —20 1500- 3000 5-7 2-4 10-15 40 130
ЛЗ-31 ГОСТ 5.575-70 3500-5000 при —15 2500 — 3000 4- 7 2-3 — 40 120
№ 158 ТУ 38 101320-77 1000-15000 при — 15 3000- 5000 2-5 0,3-0,8 8-10 30 100
275
I chipmaker.ru
Продолжение mao.i. 25
Товарное наименование смазкн ГОСТ или ТУ Вязкость, П, при 10 с-' и температуре, СС Предел прочности, гс/см2, при температуре, “С Коллоидная стабильность, % Температурные пределы работоспособности, сс
отрицатель-/ ной при 0 20 80 от (-) ДО (+К
БНЗ-З ГОСТ 5.1343-72 - 3500- 5000 - 2,5- 3,0*2 - 30 100
лс-ш ТУ 38 УССР 2-01-145-75 — 800— 1500 1,5в- 3,0 0,8-1,2 15-20 30 120
СевероЛ ТУ 38 4.018-74 5000-7000 при —30; « 20 000 при -50 1000 — 1600 7-9 3-6 15-20 60 120
ОКБ-122-7 ГОСТ 18179-72* « 10 000 при —10 — 10- 15 » 1,5 *2 — 30 120
ВНИИ НГТ- 274 ГОСТ 19337-73 «2900 при —50 — 2,0— 3,5 1,0 *2 — 30 ПО
ЖРО ТУ 32 ЦТ-520-73 8000-15000 при —50 - - 1,5- 2,5 - 40 120
ЛДС-1 ТУ 38 4.01-29-75 6000 - 9000 при —40 1000- 1600 — 1-3 10-15 40 120
Алюминиевые (A1-) смазки
Ротационная (ИР) ОСТ 38.1.37-74 30000-35000 при —30 — — 1-2*2 — 25 65
АМС-1 ГОСТ 2712-75 - 7000- 10000 (300-350) - - - 65
АМС-3 ГОСТ 2712-75 — 15000- 30000 (200 — 250) — — — 65
зэс ТУ 38 101474 - 74 — 15000— 20000 (270 — 335) *— — — 70
Для резьбовых соедине- ний Р-2 ТУ 38 101332-73 1-2*2 30 50
Бариевые (Ва-) с.мазки
ШРБ-4 1 ТУ 38 УССР 1 8000-100001 800 — 0,8 —
1 2-01-143-72 1 при —20 1 1200 1 2-4 1 1,2 | 6-10 | 40 1 | 150
Смазки на смешанных мылах
ЭШ-176 ТУ 38 10196-76 12 000-17000 при — 15 5000 — 8000 - 1,5- 3,5 — 25 100
МС-70 ГОСТ 9762-76 25000-50000 при —50 2000- 2300 — 0,0-0,5 — 50 65
ЛЗ-162 ТУ 38 101315-72 — — — 2,6*2 3-6 25 130
Р-402 ТУ 38 101330-73 — — «90*3 — 50 200
Р-416 ТУ 38 101385-73 — — — 5-10 40 100
Р-113 ТУ 38 101330-73 — — — <90 *3 — 30 200
276
Продолжение табл. 25
Товарное наименование смазки ГОСТ или ТУ Вязкость, П, при 10 с-1 и температуре, °C Предел прочности, гс/см* 2 3, при температуре, °C Коллоидная стабильность, о / /о Температурные пределы работоспособности, °C
отрицательной при 0 20 80. от (-) До (+)
ВНИИ ни- Смазки к ТУ 38 а немыльг 4500-5500 ы х з а г У С Т И ' 2,5- гелях 1,0 60 250
231 ВНИИ ни- 101173-71 ГОСТ 18852-73 при —40 4000 - 5000 4,0*2 2,5- 0,7- 80 200
.246 Графитол ТУ 38 при —40 5000- 5,0*2 3,5- 0,25 2-4 2-4 20 160
Аэрол 2-01-172-74 ТУ 38 УССР 8000 3000- 6,0 3-7 2,5— 1,5- 20 160
Сиол 2-01-171-74 ТУ 38 1500 - 2000 7000 5,0 1,4- 3.0 30 130
ВНИИ НИ- 101-52-74 ГОСТ 14296- при —20 10000 - 30000 1,8*2 0,5- 45 50
279 Силикол 69* ТУ 38 УССР при —30 3000- >5 0,8 3-5 1,5- 45 160
Лимол 2-01-149-73 ТУ 38 УССР 5500 (310- — 3,0 2-6 250
Паста (смазка) 2-01-146-75 ГОСТ 14068-68 340) 2-4 250
вини нп- 232 ГОИ-54П У г. ГОСТ 3276-74 теводород1 15000-25000 4ЫС СМ 700- а з к и 0,8- 0 50 50
ЦИАТИМ-205 ГОСТ 8551-74 при —50 36000 - 50000 1100 250- 2,5*2 4 — 0 20 60
ПВК ГОСТ 19537-74 при —15 300*2 15000- 8*2 — 45
ВТВ-1 ТУ 38 40000 — — 45
БВН-1 101180-76 ГОСТ 5656-60 — 30-50 - — - - -
№ 39у ГОСТ 5570 - 69 — 20000- — — — 25 50
Торсиол-55 * ГОСТ 20458-75 — 25000 — — — 60 50
*1 Выпускаются также смазки Торсиол-35 и Торсиол-35Э, работоспособные до — 35°С (ТУ 38 УССР 2-01-214 — 75).
*2 При температуре 50 С.
Примечания: 1. Допустимые сроки хранения в таре поставщика: 0,5 года — Диспер-сол-1, Силикол, Торсиол-35Э; 1 год —КСБ, Р-2, Торсиол-35, Аэрол, ЗЭС; 1,5 года —1-13; 2 года — контактная, Униол-1, Униол-2; ЛЗ-162, ЛЗ-ЦНИИ, Р-416, ВНИИ НП-207, ЯНЗ-2, Р-113, Р-402, ДТ-1, № 39у; 2,5 года-НК-50; 3 года-ИП-1Л, ИП-13, ИТ, Униол-ЗМ, ШРБ-4; для всех остальных срок хранения 5 лет.
2. Смазки, не растворимые в воде при кипячении в течение 1 ч, кроме смазок: натриевых, растворимых в воде, из них смазка ДТ-1 iигроскопична, эмульгирует; нерастворима, но слабо эмульгирует смазка ЦИАТИМ-203, нерастворимы, но склонны к незначительному поглощению вла1и смазки Униол-1, Униол-2, Униол-ЗМ; ЦИАТИМ-221, ВНИИ НП-207; нерастворима, но происходит разложение синтетического эфира в смазке ЛЗ-31.
3. В графе «Предел прочности» в скобках указана пенетрация при 25°С.
277
chipmaker.ru
Графитная смазка УСсА состоит из масла цилиндрового, загущенного Са-мылами синтетических жирных кислот с добавкой 10% графита марки П. Применяют для нагруженных тихоходных механизмов, в рессорах, подвесках машин и тракторов, открытых зубчатых передачах, опорах буровых долот и т. д.
Непригодна для точных механизмов (подшипники качения и т. д.).
Контактная смазка состоит из смеси индустриальных масел 12 и 20, загущенной Са-мылами синтетических жирных кислот с добавкой 30% графита марки П. Применяют для смазывания накладок в стыках железнодорожных рельсов с целью обеспечения устойчивой электропроводности.
И П-1 СЦлетняя) и ИП-13 (зимняя), содержит легкие цилиндровые масла, загущенные Са-мылами хлопкового масла и саломаса, а также небольшие добавки Na-мыл этих жиров, а также мыла осерненного хлопкового масла. Применяют для подшипников прокатных станов, оборудованных специальными станциями централизованной подачи смазки. Может применяться взамен солидолов синтетических' и жировых.
ЦП АТ И М-221-состоит из полиэтилсилоксановой жидкости, загущенной кСа-мылами окисленного петролатума. Применяется для тяжелонагруженных редукторов, гусеничных машин. Высокие противозадирные свойства.
Комплексные кальциевые (кСа-) смазки. У н и о л-1 состоит из остаточных масел типа МС-20, загущенных кСа-мылами термообработанных синтетических жирных и уксусной кислот. Включает антиокислительные и другие присадки.
Многоцелевая смазка, работающая в условиях высоких нагрузок, температур. Применяют в узлах трения индустриального оборудования, туннельных печей, горячих конвейеров и т. п. Используют в узлах трения автотракторной и сельхозтехники как многоцелевую. Высокие противозадирные свойства.
У н и о л-2 имеет тот же состав. Применяют в централизованных системах подачи смазки для узлов трения горнообогатительного и металлургического оборудования. Высокие противозадирные свойства.
У н и о л-ЗМ — смесь минерального масла и полисилоксановых жидкостей, загущенная кСа-мылами термообработанных синтетических жирных ц уксусной кислот. Содержит антиокислительные присадки и MoS2. Применяют в тех же механизмах, что и Униол-1, но работающих в условиях низких температур, например Крайнего Севера, в качестве всесезонной смазки.
Дисперсол-1 состоит из минерального масла, загущенного кСа-мылами стеариновой, уксусной кислот и церезином. Применяют для смазывания механизмов стеклоподъемников автомобилей ВАЗ. Разведенную в уайт-спирите используют для смазывания методом погружения замков дверей и других деталей автомобиля при их сборке.
Ц И А Т И М-221 состоит из полиэтилсилоксановой жидкости, загущенной кСа-мылами стеариновой и уксусной кислот. Применяют для легконагруженных подшипников качения, работающих при повышенных температурах. Не действует па резину.
В Н И И Н П-207 состоит из смеси полиэтилсилоксановой жидкости и синтетического углеводородного масла, загущенных кСа-мылами синтетических жирных кислот и уксусной кислоты. Содержит антиокислительную присадку. Область применения та же, что и ЦИАТИМ-221, но превосходит ее по работоспособности при высоких температурах.
Натриевые (Na-) смазки. Консталины жировые УТ-1 и У Т-2 состоят из легких цилиндровых масел, загущенных Na-мылами касторового масла. Применяют для подшипников качения и других узлов трения, работающих при температурах, исключающих применение солидолов.
Я Н 3-2, состоит из индустриального масла 12, загущенного Na-мылами синтетических жирных кислот. Содержит незначительное количество Са-мыл этих кислот и сульфонат натрия. Применяют для подшипников ступиц колес автомобилей, элекгродвйгателей и др.
278
1-13 состоит из смеси индустриальных масел с температурой застывания не выше 38°С, загущенной Na-мылами касторового масла. Содержит небольшое количество Са-мыл касторки. Применяют там же, где и Я113-2.
1-ЛЗ, то же, что и 1-13 с добавкой антиокислительной присадки. Применяют для букс, оборудованных роликовыми подшипниками подвижного состава железных дорог.
Л3-ЦНИИ состоит из смеси масел веретенного АУ и индустриального 50, затушенных Na-мылами касторового масла. Содержит добавки Са-мыл этого масла, антиокислительную и многофункциональную присадку. Применяют там же, где. и 1-ЛЗ. Повышенные приработочные и противозадирные свойства.
Д Т-1 состоит из касторового масла, загущенного Na-мылами натуральных жиров. Содержит антиокислительную присадку, MoS2, коллоидный графит. Применяют^ для смазывания деталей (главный цилиндр гидропривода сцепления, регулятор давления тормозов, главный тормозной цилиндр и т. п.). Системы гидроприводов автомобилей при их сборке. Хорошие противозадирные и противоизносные свойства.
К С Б состоит из индустриального масла 50, загущенного Na-мылами натуральных жирных кислот. Содержит чешуйчатую медь и присадки, пассивирующие каталитическое дейст вие меди на окисление смазки. Применяют для смазывания электрических переключателей, например указателей поворота автомобиля ВАЗ.
НК-50 самолетомоторная (СТ) содержит остаточное масло МК-22, загущенное Na-мылами технического сала и саломаса, а также коллоидный графит. Применяют для подшипников качения шасси самолетов в летнее время.
И Т текстильная, парфюмерное масло, загущенное Na-мылами саломаса. Используют для колец крутильных машин.
Лей верная ВЛ состоит из индустриального масла 20, загущенного Na-мы-лами саломаса. Содержит графит марки П. Применяют длу смазывания поверхности лейнеров при их установке в стволы артиллерийских орудий, а также для смазывания резьб дульного тормоза.
ВНИИ Н П-228 состоит из смеси диоктилсебацината и масла МС-14, загущенной Na-мылом стеариновой кислоты. Содержит антикоррозионную, антиокислительную и антизадирную присадки. Применяют для подшипников и узлов трения высокой точности, например, подшипников ротора гироскопов. Работоспособна при частоте враГцення до 60000 об/мин и разрежения до 0,1 мм рт. ст. Обладает высоким ресурсом работы.
В Н И И Н П-257 состоит из смеси полисилоксановой жидкости и сложного эфира, загущенной Na-мылами стеариновой кислоты. Содержит нитрит натрия, аи-тиокислительные присадки и MoS2. Применяют для миниатюрных подшипников и маломощных редукторов электромеханических приборов. Пригодна для работы в вакууме до 10-9 мм рт. ст. Особо морозостойкая.
Литиевые (Li-) смазки. ЦИАТИМ-201 состоит из приборного масла МВП, загущенного стеаратом лития. Содержит антиокислительную присадку. Применяют для маломощных механизмов, работающих при низких температурах. Основная смазка авиационной техники (приборов).
Ц И А Т И М-203 состоит из смеси трансформаторного масла с виниполом, загущенной Li-мылом стеариновой кислоты и осерненного кашалотового жира. Содержит противозадирные присадки. Применяют там же, где и ЦИАТИМ-201, но выдерживает более высокие нагрузки.
ЦИАТИМ-202 состоит из смеси масел трансформаторного и МС-14, загущенной Li-мылами стеариновой кислоты и касторового масла. Применяют для подшипников качения при скорости до 30000 об/мин.
ВНИИ Н П-242 состоит из масел индустриальных И-50А, загущенных стеаратом лития. Содержит антиокислительную присадку и MoS2. Применяют для подшипников электромоторов. Имеет улучшенные противоизносные свойства.
Лито л-24 состоит из смеси масел веретенного АУ и индустриального 50 или смеси дистиллятных и остаточных масел западносибирских нефтей, загущенной ок
279
chipmaker.ru
систеаратом лития. Содержит антиокислительные и вязкостные присадки. Применяют для основных узлов трения автомобилей и других транспортных средств, индустриальных механизмов, электромашин и т. п. В большинстве случаев замены не требует, так как ресурс работы равен сроку службы узла трения.
Лито л-459/5 состоит из остаточного масла типа МС-20, загущенного оксистеаратом лития. Содержит антиокислительную присадку. Обладает высокой механической стабильностью. Применяют для прерывателя распределителя -зажи! а-ния.
Ф иол-1, Ф иол-2, Ф иол-3 состоят из смеси веретенного АУ и индустриального 50, загущенной оксистеаратом лития. Содержит антиокислительную и вязкостную присадки. Фиол-1 применяют в узлах трения с принудительной подачей смазки через пресс-масленки или централизованные системы подачи смазки, а также в автомобилях для гибких тросов, например оболочки тросов управления привода воздушной заслонки карбюратора, крышкой люка воздухопритока и т. п. Фиол-2 — для разнообразных узлов трения (подшипники качения и скольжения, зубчатые передачи и т. п.) индустриальных машин и механизмов.
Ф иол-2М имеет тот же состав, что и Фиол-2, но с добавкой MoS2, обладает повышенными противозадирными свойствами. Применяют для некоторых узлов трения автомобилей и индустриального оборудования.
ЛСЦ-15 состоит из смеси масел веретенного АУ (или индустриального 12) и индустриального 50, загущенной Li-мылами гидрированного касторового масла. Содержит антиокислительную и вязкостную присадки, а также порошкообразную окись цинка. Имеет улучшенные противозадирные свойства. Применяется для шарниров и осей приводов акселератора, рычагов выключения сцепления, шлицевых соединений первичного вала коробки передач, карданной передачи, механизмов стеклоподъемников автомобилей. Может заменять смазку Литол-24. В большинстве случаев замены и пополнения не требует.
Л 3-31 состоит из смеси синтетического эфирного масла и совола, загущенной стеаратом лития. Содержит антиокислительные присадки. Применяется для различных узлов трения, оборудованных подшипниками качения. Используется в герметизированных (закрытых) подшипниках на весь ресурс его работы. Контакт с водой не допускается.
№ 158, состоит из остаточного масла типа МС-20, загущенного Li-мылом стеариновой кислоты и касторового масла, а также фталоционином меди. Содержит стеарат кальция и канифоль. Применяют для подшипников электрооборудования, карданных шарниров (игольчатые подшипники) автомобилей и т. п.
Б Н 3-3 состоит из масла индустриального 50, загущенного Li-мылами стеариновой кислоты и касторового масла. Содержит добавки осернепного касторового масла и антиокислительную присадку. Обладает улучшенными противозадирными свойствами. Применяют для смазывания подшипников роликовых опор горнорудного оборудования.
Л С-1 П состоит из смеси индустриальных масел 12 и 50, загущенной оксистеаратом лития. Содержит композицию присадок, улучшающих антиокислительные и антиизносные свойства. Обладает высокими противозадирными свойствами. В присутствии воды коррозионно-активна. Применяют для тяжелонагружениых узлов литейного, кузнечно-прессового и другого оборудования. Используют в централизованных системах подачи.
С е в е р о л состоит из смеси индустриального масла и полисилоксановой жидкости, загущенной оксистеаратом лития. Содержит антиокислительную и противозадирную присадки. Смазка общего назначения для узлов трения всех типов, эксплуатирующихся при низких температурах.
О К Б-122-7 состоит из смеси полисилоксановой жидкости и минерального масла МС-14, загущенной стеаратом лития и церезином. Применяют для разнообразных узлов трения приборов.
280
В Н И И Н П-274 состоит из хлорсплоксановой жидкости, загущенной стеаратом и оксистеаратом лития. Особоморозостойкая. Имеет низкую упругость паров. Применяется для миниатюрных подшипников и маломощных редукторов. Пригодна для работы в вакууме до 10“ 9 мм рт. ст.
Ж P.O состоит из веретенно! о масла АУ, загущенного Li-мылами стеариновой, оксистеариновой, олеиновой кислот и осериенного касторового масла. Содержит антиокислительную присадку. Имеет улучшенные противоизносные свойства. Применяют для подшипников букс локомотивов, электровозов и т. п.
Л ДС-1 состоит из смеси минерального масла АСВ-5 и синтетического эфира, загущенной оксистеаратом лития. Содержит вязкостную и антиокислительную присадки. Применяют для закрытых подшипников качения электродвигателей, работающих длительный период (до 20 тыс. ч) ири средних и низких нагрузках.
Алюминиевые (А1-) смазки. Ротационная (ИР) состоит из остаточного масла типа МС-20, загущенного AI-мылами стеариновой кислоты. Применяют для подшипников полиграфических (ротационных) машин.
А М С-i и А М С-3 состоят из масла цилиндрового 52 (вапор), загущенного Al-мылами стеариновой и олеиновой кислот. Применяют для узлов трения механизмов кораблей, судов и дру1 их морских транспортных средств, а также консервации механизмов, соприкасающихся с морской водой.
3 Э С состоит из масла цилиндрового 52 (вапор), загущенного Al-мылами термообработанных синтетических жирных кислот и петролатумом. Применяют для защиты от коррозии грозозащитных тросов линий электропередач, арматуры высоковольтных линий и т. п.
Р-2 для резьбовых соединений, состоит из смеси масел индустриального 50 и приборного МВП, загущенной Al-мылом стеариновой кислоты. Содержит графит, порошки свинца, цинка и меди.
Применяют для герметизации резьбовых соединений обсадных и насосно-компрессорных труб буровых скважин.. Токсична.
Бариевые (Ва-) смазки. Ill Р Б-4 состоит из масла индустриального 20, загущенного комплексным Ba-мылом кислот, выделенных из хлопкового масла и уксусной кислоты. Содержит антиокислительные присадки. Обладает высокими противозадирными свойствами. Применяют для шаровых шарниров передней подвески, наконечников тяг рулевого управления автомобилей ВАЗ и т. п.
Смазки на смешанных мылах. Э Ш-176 состоит из смеси масел веретенного АУ и остаточного МС-20, загущенной литиевым, цинковым, свинцовым и алюминиевым мылом синтетических жирных кислот и касторового масла. Содержит графит и пентаэритрит. Обладает высокими противозадирными свойствами. Применяют для подшипников электромашин горизонтального и вертикального исполнения.
М С-70 состоит из приборного масла МВП, загущенного бариевым, алюминиевым мылом стеариновой кислоты и церезином. Применяют для механизмов, соприкасающихся с морской водой.
Л 3-162 состоит из масла веретенного АУ, загущенного литиевыми, цинковыми и алюминиевыми мылами термообработанных синтетических жирных кислот. Содержит слюду и канифоль. Применяют для арматуры фонтанирующих нефтяных и газовых скважин.
Р - 402 состоит из смеси индустриального масла 50 и полисилоксановой жидкости, затушенной литиевым и алюминиевым мылом стеариновой кислоты. Содержит графит марки П, порошки свинца, цинка и меди. Применяют для герметизации резьбовых соединений обсадных и насосно-компрессорных труб буровых скважин. Используется при температурах ниже -ЗО'С и для глубоких скважин с температурой в забое выше 100 С. Токсична.
Р-416 состоит из масла веретенного, загущенного цинковым и литиевым мылом стеариновой кислоты. Содержит порошки свинца и его соединений. Приме-
281
chipmaker.ru
ияют для предо твращения задиров, облегчения сборки и разборки буровой техники с крупной резьбой. Токсична.
Р-113. То же, что и Р-402. Содержит порошки свинца и его соединений. Область применения та же, что и Р-416. Используют для глубоких скважин с температурой в забое выше 100’С. Токсична.
Смазки на немыльиых загустителях. ВНИИ Н П-231 состоит из полисилоксановой жидкости, загущенной газовой сажей. Применяют для тихоходных подшипников качения и скольжения, нагруженных червячных и резьбовых передач.
В Н И И Н П-246 состоит из полисилоксаповой жидкости, загущенной пигментом. Применяют для малонагруженных скоростных подшипников качения и маломощных зубчатых передач. Пригодна для работы в вакууме.
Графитол состоит из остаточного масла МС-20, загущенного высокодисперсным модифицированным силикагелем (аэросилом). Содержит коллоидный графит. Применяют для петель дверей сушильных камер, горячих вентиляторов и других индустриальных механизмов. Обладает хорошими противозадирными свойствами.
А э р о л состоит из остаточного масла МС-20, загущенного высокодисперсным модифицированным силикагелем (аэросилом). Содержит дисульфид молибдена и антикоррозионные присадки. Применяют для узлов з рения тяговых цепей транспортеров сушильных камер и других индустриальных механизмов. Имеет хорошие противозадирные свойства.
С и о Л состоит из смеси индустриальных масел 12 и 50, загущенных бутоси-лом. Содержит,MoS2 и антиокислительные присадки. Применяют для скоростных подшипников элсктроверетен прядильных машин и т. п.
ВНИИ Н П-279 состоит из синтетического углеводородного масла, загущенного силикагелем. Применяют для использования в качестве антифрикционной смазки в подшипниках качения, скольжения и других узлах трения, когда требуется повышенная стабильность при взаимодействии с окислителями.
Силикол состоит из полисилоксановой жидкости, загущенной высокодисперсным модифицированным силикагелем (аэросилом). Содержит осерненное касторовое масло;
Применяют для малонагруженных подшипников горячих вентиляторов печей цементации и других индустриальных механизмов.
Л и м о л состоит из смеси остаточного масла МС-20 и кабельного С-220, содержащей большое количество дисульфида молибдена, стабилизирована модифицированным аэросилом. Применяют для облегчения сборки и разборки резьбовых соединений, приработки трущихся деталей. Используют в подшипниках скольжения, шарнирах, зубчатых и винтовых передачах.
В Н И И Н П-232 (паста) состоит из индустриального масла 20, содержащего большое количество M0S2. Смесь стабилизирована стеаратом лития. Применяют там же, где лимол.
Углеводородные смазки. ГОИ-54п состоит из масла приборного МВП, загущенного церезином. Содержит антикоррозионную присадку. Применяют для механизмов артиллерийских орудий, а также для консервации точных механизмов.
Ц И А Т И М-205 состоит из смеси масел вазелинового медицинского и парфюмерного, загущенной глубокоочищенным церезином. Применяют для сальниковых набивок, резьбовых соединений и других устройств, работающих в контакте с агрессивными средами. Гарантийный срок 10 лет.
П В К состоит из смеси (сплава) масла цилиндрового, петролатума и церезина, содержащей антикоррозионную присадку. Применяют для консервации металлических изделий и наружных поверхностей механизмов при транспортировке и длительном храпении.
ВТВ-1 состоит из смеси (сплава) масла веретенного, парафина и церезина, содержащей антикоррозионную, вязкостную и адгезионную присадки. Область при
282
менения та же, что и ПВК, а также для защиты клемм аккумуляторов транспортных средств, например, автомобилей ВАЗ и т. п. По морозостойкости превосходит ПВК;
БВН-1 состоит из смеси (сплава) масла веретенного АУ и смазки ГОИ-54п, содержащей коллоидный графит. Применяют там же, где смазку ВЛ лейнерную.
№ 39у состоит из смеси (сплава) масла трансмиссионного автотракторного, нефтяного церезина и продуктов конденсации триэтаноламина с кубовыми остатками производства СЖК. Применяют для смазывания стальных тросов и канатов в процессе их изготовления, а также эксплуатации. Не пригодна для смазывания канатов подъемников с движущимися шкивами.
Т о р с и о л-55 состоит из смеси (сплава) полисилоксановой жидкости, экстрактов остаточных масел и нефтяных церезинов, содержащей антикоррозионные присадки. Применяют там же, где № 39у, но для изделий, эксплуатирующихся в условиях низких температур, например в районах Крайнего Севера.
Твердые смазки и покрытия для работы в вакууме
Твердые смазки
Твердые смазки (ТС) — это материалы, которые обеспечивают смазку между двумя поверхностями в условиях сухого или граничного трения в экстремальных условиях. Твердые смазки могут не принадлежать ни одному из элементов пары трения (например, ТС в виде порошка), могут входить как наполнитель композиционного материала или покрытия одного или двух элементов пары трения. Твердые смазки, обладая высокой теплостойкостью, хорошей адгезией к металлах», малой скоростью газовыделения в вакууме, успешно применяют в вакуумных, оптических, электронных системах и все больше завоевывают признание в общем машине- и приборостроении, вакуумной металлургии.
Слоистые твердые смазки принадлежат к классу так называемых анизодесми-ческих соединений, у которых относительная прочность связей между атомами резко различна в разных направлениях. Теоретическому рассмотрению механизма смазочного действия этих материалов посвящена обширная литература [27, 9, 7, 56, 58].
Дисульфид молибдена (a-MoS2) кристаллизуется в гексагональной системе. Атомы молибдена расположены между двумя слоями атомов седы. Расстояние между ближайшими атомами молибдена и серы составляет 2,41 А, а ближайшее расстояние между атомами серы в параллельных слоях ЗА.
Основные свойства
Плотность, г/см3 ....................................................... 4,8
Твердость по Моосу................................................... 1,0 —1,5
Температура начала сублимации, СС....................................... 450
Температура плавления, °C.............................................. 1185
Температурный коэффициент линейного расширения в области температур 50—700 С, 1/° С............................. 7-10*6
Теплопроводность, ккалДсм • с • °C)................................. 4,9 -10 3
Магнитные свойства........................................... Диамагнитен
Химическая стойкость........................................... Растворим в царской
водке, окисляется в
концентрированных H,SO4 и HNOj
На воздухе MoS2 окисляется до МоО3 и серы или SO2. Такие окисные пленки начинают образовываться при 35О°С, при температуре выше 48О',С происходит быстрое окисление MoS2. В вакууме MoS2 стабилен до температуры 1100°С.
Фтор энергично реагирует с MoS2, хлор при нагревании превращает MoS2 в МоС12, а бром практически нс реагирует с дисульфидом молибдена.
283
chipmaker, ru
Водород восстанавливает твердый MoS2 непосредственно до металла без образования промежуточных соединений:
MoS2 + 2Н2 Mo + 2H2S.
Дисульфид молибдена обладает высокой радиационной стойкостью: какие-либо повреждения остутствуют при дозе 5 • 109 рад.
Умеренный нагрев MoS2 в электрической печи без Доступа воздуха приводит к образованию Mo2S3 по реакции
2MoS2 *= Mo2S3 + S.'
При трении на воздухе дисульфида молибдена в некоторых режимах (температура на поверхности трения выше 400°С) происходит частичное окисление MoS2 до МоО3.
Значения удельных характеристик т0 и р для спеченных бронзовых образцов, покрытых пленками MoS2 различной толщины, при трении по стали ШХ15 приведены в табл. 26.
26. Характеристика адгезионной связи нрн различных толщинах покрытия
№ образца Толщина покрытия, мкм Среднее напряжение на контакте, кгс/мм2 т„, кгс/мм2 Лдг То, кгс/мм2 ₽
1 Чистая бронза 65 4,65 0,078
2 2-6 60 3,30 0,055
3 14-18 56 3,06 0,054
4 60-64 35 1,69 0,051 0,03 0,049
5 74-85 29 1,51 0,052
6 В объеме MoS2 3,8 0,19 0,050
Дисульфид вольфрама. Кристаллизуется в гексагональной системе. Кристаллическая решетка WS2 аналогична решетке MoS2, в которой атомы молибдена, заменены атомами вольфрама. По сравнению с дисульфидом молибдена дисульфид вольфрама обладает большей термостойкостью (стабилен на воздухе до температуры 510°С) и стойкостью к окислению (табл. 27). Его несущая способность в 3 раза выше, чем у MoS2.
Дисульфид вольфрама химически инертен, нерастворим почти во всех средах, включая воду, масла, щелочи и почти все кислоты. Чувствителен лишь к воздействию свободного газообразного фтора, горячих серной и плавиковой кислот. WS2 является нетоксичным материалом и не вызывает коррозии на металлах.
Применение WS2 ограничено его высокой стоимостью, которая, по данным английских фирм, в 3 раза превышает стоимость MoS2.
Использование дисульфида вольфрама в качестве добавки к смазочным маслам для образования коллоидных суспензий несколько затрудено из-за его высокой плотности (р = 7,4 г/см3), превышающей почти в 8 раз плотность минерального масла.
Так, в суспензии на основе минерального масла и 50% (по массе) графита, MoS2 или WS2 будет соответственно находиться по объему 36% графита или 15,5% MoS2 или 11% WS2.
Для работы в обычной атмосфере при температуре выше 400'С рекомендуется использование WS2, тогда как при более низких температурах лучше использовать более дешевый MoS2. При использовании в вакууме WS2 и MoS2 проявляют почти идентичные свойства И обладают смазывающей способностью вплоть до 1320 С.
284
27. Характеристики твердых слоистых смазок
Твердая смазка d.k c, A c d Плотность, г/см3 Модуль упругости при сжатии, кге/ см2*1 Температура, СС Электропроводность Коэффициент трения *з
окисления на воздухе разложения в вакууме плавления
Графит BN 2,46 6,75 2,74 1,4-1.7 50500 455 3652*2 Высокая 0,04
2,52 6,69 2,66 2,25 22800 800— 900 — 300О*2 Низкая 0,67
3,16 12,32 3,90 4,8 85000 400 1100 1185 0,03
3,288 12,90 3,92 6,9 400 — 1200 Полу- 0.02
WSe2" 3,290 12,97 3,94 9,22 — 350 — 1200 провод- 0,02
ws2 3,187 12,525 3,9 7,4 510 1400 ник —
NbSe2 3,439 25,188 7,32 6,25 — 350 — 800 Высокая 0,06
CdJ2 4,26 6,86 1,61 5,7 — — 388 — —
РЫ2 4,55 6,89 1,51 6,16 — — — 412 — —
Bi.l, 7,50 20,65 2,75 5,7 — — 408, 439 — —
Sb,S2 4,589 7,5 1,2 5,67 — —. 552 — 0,17
AgJ 3,838 11,223 2,92 4,64 — — — 550 — 0,14
** Определялся на спрессованных образцах.
*2 Начинается сублимация материала.
*3 Испытания проводились в атмосфере азота при 71°С, скорость Скольжения 1,1 м/с, давление 10,5 кгс/см2, нитрид бора испытан при 538;С.
В вакууме 10“В * 10 мм рт. ст. дисульфид вольфрама стабилен до 1100сС, а разложение его происходит при температуре, превышающей 1400’С.
Самосмазывающпеся материалы
Чтобы обеспечить низкое трение и малый износ согласно молекулярно-механической теории треипя, необходимо соблюдать правило положительного градиента механической прочности, по которому прочность возникающих молекулярных связей должна быть меньше прочности нижележащих слоев grad стх > 0 [46, 7, 25].
Когда на поверхности трения вводят жидкие пли консистентные смазки, указанное положение всегда реализуется, так как прочность на сдвиг смазки значительно ниже, чем металла, на который она нанесена, В паре трения такой градиент может быть достигнут нанесением пленки (металлической, неметаллической и др.), применением самосмазывающегося монолитного материала, который в процессе зрения также обеспечивает положительный градиент механической прочности за счет активного наполнителя или путем выдавливания смазки (маслянит) [13], либо смолы с твердой смазкой (АФ-Зам). Все эти явления активизируются с ростом температуры трения, которая, в свою очередь, приводит к возникновению ряда процессов, связанных со структурными превращениями в поверхностных слоях, явлениями избирательной диффузии, газовыделенпем и, следовательно, к изменению величины коэффициента трения и износа.
Анализ данных, приведенных в табл. 26, показывает, что при изменении толщины покрытия от 2 до 85 мкм адгезионная составляющая коэффициента трения остается практически неизменной (разница в 10%), в то время как тангенциальная прочность адгезионной связи изменяется очень заметно от 3,3 (при 5 = 2 + 6 мкм) До 1,51 кгс/мм2 (при 5 = 74 — 85 мкм) — более чем в 2 раза. Причиной такого падения тангенциальной прочности адгезионной связи является изменение нормальных напряжений на контакте.
К технологическим достоинствам самосмазывающихся полимерных материалов относятся: практически неограниченные ресурсы сырья; меньшие (в 2—5 раза)
285
chipmaker.ru
капиталовложения, чем для производства металла, возможность изготовления деталей в серийном и массовом производстве высокопроизводительными методами без снятия стружки с трудоемкостью в 5 —10 раз меньшей, чем металлических-меньшие (до 5 раз) отходы. При применении самосмазывающихся материалов экономия достигается за счет отсутствия сложных систем подачи смазки и отсутствия необходимости профилактической смазки, упрощается конструкция узла трения.
По сравнению с жидкими смазками самосмазывающиеся материалы имеют более широкий диапазон рабочих температур, обеспечивают постоянную смазку в условиях хранения.
К недостаткам самосмазывающихся полимерных материалов относится то, что при их применении плохо отводится тепло, генерируемое при трении, так как нет отвода за счет циркуляции жидкой смазки, выше коэффициент трения, чем в условиях гидродинамического режима трения.
Основным направлением при разработке самосмазывающихся полимерных материалов является создание многокомпонентных систем [7, 25, 13J.
28. Свойства самосмазывающихся материалов
Свойства Единицы измерения АФ-Зам АМАН-2 АМАН-4 Эстеран-33
Интенсивность линейного износа при скольжении (среднее значение) в установившемся режиме — 4 10'9 7 10'9 1 • 10“9 2,0 Ю'®
Контртело Шероховатость контртела — Сталь 20X13 Ra < 0,32 мкм Сталь 20X13 Ra < 0,32 мкм Сталь 20X13 Сталь 20X13
Коэффициент трения в установившемся режиме Давление Скорость скольжения кг/см2 м/с 0,12 2 т <0,12 2 2 <0,1 2 2 0,08 2 2
Твердость самосма-зываюшегося материала, НВ Конгртело, HRC кгс/мМг kic/mm- 28-30 32-35 32-35 27-29 .32—35 22 32-35
Предел прочности при сжатии Ударная вязкость КГС/СМ^ КГ с • см/см2 — 1500 1,5 900 27-29 1000 3
Температурный коэффициент линейного расширения а- 10" 5 1/”С - 1,2 2,0 —
Плотность г/см3 2,1 3,7 3,2 3,2
Теплопроводность ккал/м-ч- С 0,25 " - 0,516 -
Максимально допустимая рабочая темпера 1 ура 'С 350 300 300 120
286
Подбор соотношений компонентов в этих системах определяется: служебным назначением материала, закладываемого в конструкцию; температурным диапазоном работы, режимом трения, ресурсом, несущей способностью, средой и т. п., а также технологичностью получения этого материала и экономической целесообразное! ыо.
Самосмазывагощиеся полимерные материалы имеют большую скорость газо-выделения в условиях вакуума, чем металлокерамические материалы и материалы с рабочим слоем твердой смазки.
При выборе самосмазывающихся материалов для работы в высоком вакууме следует учитывать газовыделение. В целом ряде случаев самосмазывагощиеся полимерные материалы, имеющие большую скорость газовыделения, не пригодны для работы в узлах трения вакуумного назначения.
Металлокерамические материалы, в которых твердые смазки вводят или в состав композиции или наносят на поверхность трения различными технологическими способами, более пригодны для работы в вакууме.
Существует особь® класс теплостойких материалов, в которых создается (например, химико-термическим методом) рабочий слой твердой смазки [26, 14]. Высокая тепловая напряженность работы узлов трения в вакууме сказывается на требованиях, предъявляемых к величинам износа, предельным нагрузкам, величинам зазоров.
Металлокерамические материалы и материалы с рабочим слоем предпочтительнее для работы узлов трения в замкнутых высоковакуумных объемах, технологических вакуумных установках.
Данные по самосмазывающимся полимерным материалам, применяемым в узлах трения, приведены в табл. 28. Диапазон материалов, выпускаемых промышленностью, значительно шире.
Фрикционные характеристики твердых смазок и самосмазывающихся материалов
Графит при трении по твердой поверхности является хорошей смазкой для работы на воздухе, но неэффективен в вакууме, как показано в табл. 29 [58]. Коэффициент трения как для природного, так и для пиролитического графита более чем в 2 раза выше в вакууме, чем на воздухе. Это обусловлено адгезией графита к самому графиту.
Как видно из табл. 29, у нитрида бора, имеющего также слоистую структуру, коэффициент трения в вакууме доходит до 0,70. Следовательно, наличие одной слоистой структуры не является достаточным для объяснения разницы в смазочных свойствах твердых смазок на воздухе и в вакууме. Одним из объяснений является присутствие адсорбентов, которые поступают из окружающей среды, и в отсутствии последних графит и нитрид бора не могут использоваться в вакууме.
Расстояние между атомами углерода в параллельных слоях (3,44 А) превышает аналогичное расстояние между атомами в решетке нитрида бора. В связи с этим связь между плоскостями спаяносги у графита должна быть слабее, чем у нитрида бора. Косвенным доказательством этого служит более низкая величина коэффициента трения графита по сравнению с нитридом бора, наблюдаемая в одинако-
29. Данные по трепню графита и нитрила Пора 158]
Твердые смазки Коэффициент трения Давление, мм рт. ст.
Воздух Вакуум
Природный графит 0,19 0,44 • 6-10 9
Пиролитический графит 0.18 0,50 2-10 9
Нитрид бора горячего прессования 0,25 0,70 2 109
287
Рис. 13. Зависимость коэффициента трения от температуры для диселенида тантала (а), молибдена (б), ниобия (в), вольфрама (г):
1 — относительная влажность 100%; 2 — относительная влажность 50%; 3 — вакуум 10 7 мм рт. ст.
вых условиях испытания. Влияние адсорбированных пленок на смазочные свойства слоистых структур широко исследованы [9, 55, 58].
Зависимость коэффициентов трения от температуры при различных величинах относительной влажности и вакуума для диселенида вольфрама, ниобия, молибдена и тантала показана на рис. 13 [14]. Условия испытания: на воздухе и в вакууме при двух удельных нагрузках: 0,6 и 2 кгс/см2 при скорости 1,5 м/с. Трение осуществлялось между наружной цилиндрической поверхностью стального образца, имеющего размеры D = 10 мм и Н = 10 мм, и торцовой частью цилиндрического вкладыша D = 8 мм, выполненного из материала твердой смазки. Металлические образцы были из стали 15Х18Н12С4ТЮ с исходной шероховатостью 8-го класса по ГОСТ 2789—73. Как видно из рис. 13, фрикционные характеристики диселенидов
В)
с)
Рис. 14. Коэффициент трения тонкой пленки дисульфида молибдена на молибдене (а), на вольфраме (б), на меди (в):
Д - на воздухе; О-в вакууме
288
Температура, °C а) s) в)
Рис. 15. Срок службы тонкой пленки дисульфида молибдена на молибдене (а), на вольфраме (б), на .меди (е), при различных температурах;
7 — на воздухе; 2 — в вакууме
вольфрама, молибдена, ниобия и тантала в исследуемой области нагрузок (0,2—12 кгс/см2) и температур зависят от адсорбционных поверхностных пленок. На рис. 14 показаны зависимости коэффициента трения тонкой пленки дисульфида молибдена на молибдене, вольфраме и меди в зависимости от температуры [60]. Эти данные показывают влияние подложки и тем самым влияние взаимодействия твердой смазки с металлом. На рис. 15 показаны сроки службы тонкой пленки дисульфида молибдена на молибдене, вольфраме и меди в зависимости от температуры на воздухе и в вакууме (в полулогарифмических координатах). Твердость подложки также сказывается на коэффициенте трения — с увеличением твердости подложки падает коэффициент трения. Отличительным качеством MoS2 является высокая степень адгезии к поверхности металла и исключительная прочность на сжатие. Слой смазки MoS2 воспринимает динамические давления до 104 кгс/см2, а в статических условиях до 3 • 104 кгс/см2 и, следовательно, практически применим до предела текучести многих металлов. Появляется все больше работ с упоминанием о новом классе твердых смазок, обладающих еще большей температурной стабильностью в вакууме и еще меньшей скоростью газовыделения. Твердые смазки WSe2 и MoS2 показывают высокую термическую стабильность на воздухе и в вакууме, коррозионную стойкость. Зависимость коэффициентов трения для •дисульфида молибдена, диселенида молибдена и МоТе2 показана на рис. 16 [53]. У дисульфида молибдена коэффициент трения остается низким при температуре до 55О°С, после которой начинает резко возрастать. Дисульфид молибдена начинает диссоциировать на молибден и серу (в вакууме) при температуре 730°С. Возрастание коэффициента трения при 550сС указывает на влияние дополнительного нагрева за счет трения, что связано с методикой исследования. Диселенид молибдена более стабилен при нагревании, чем дисульфид молибдена.
Рис. 16. Коэффициент трения тонкой пленки MoS2, MoSe2 и пленки МоТе2 при различных температурах и вакууме 10~8 до 10~6 мм рт. ст.; скорость скольжения 2,0 см/с; нагрузка 100 гс
289
chipmaker.ru
30. Фрикционные характеристики материалов с рабочим слоем твердой смазки
Материал Режим трения 760 мм. рт. ст. 20 °C 2 — 3 • 10Аш. рт. ст. Литературный источник
/ст Айн /ст Анн
АМАН-2 р ~ 2 кгс/см2, v = 4 м/с _ 0,44 0,18 0,1 0,1 [ 7]
М-801 (Mo - MoS, - Мо) р = 7,8 кгс/смг, г = 0,265 м/с 0,44-0,5 0,1 0,15 0,05 [26]
Mo — MoSe2 — Me р = 0,3 -j- 3 кгс/см2, г = 0,02 м/с 0,13 0,12 0,1 0,1 [14]
При применении самосмазывающихся материалов в вакуумных узлах трения при длительном неподвижном контакте момент трения возрастает. При разработке механизмов, работающих с ограниченными энергетическими источниками, воз-I никает целый ряд задач, связанных с выбором материалов, в которых такое явление, как возрастание коэффициента трения при страгивании после длительного неподвижного контакта было бы сведено к минимуму.
Материал АМАН-2 [7] обладает стабильным и низким коэффициентом трения в вакууме, но коэффициент трения в момент страгивания с места может достигать величины f = 0,44. В подшипниках скольжения материал АМАН-2 используют в паре со сталью 20X13, закаленной до HRC 35 и имеющей шероховатость поверхности не ниже 9-го класса. Параметр шероховатости втулок Ra = 1,25 2,5 мкм.
Материал М-801 представляет собой диффузионное твердое смазочное покрытие—молибден с покрытием из MoS2 толщиной 35—40 мкм, полученным химикотермической обработкой [26].
1
Рис. 17. Зависимость коэффициента трения от температуры при трении сульфидов и селенидов тугоплавких металлов на воздухе (а), в азоте (б), в аргоне (в), в вакууме (г):
1 — MoS2 природный; 2 — MoS,; 5 — WS2; 4 — MoSe2; 5 — WSe2; б — NbSe2
290
Высокая теплостойкость в вакууме, близость коэффициента температурного расширения материалов пары трения и покрытия (система Мо —MoS2—Мо) представляют интерес для целого ряда узлов трения, работающих в вакууме. Не менее интересной не только с точки зрения упомянутых выше достоинств является система Mo—MoSe2 — Me или Мо —MoSe2—Мо как с точки зрения .малого газовыделения в высоком вакууме, так и потому, что эта система имеет наименьшую разницу между моментом трогания и моментом кинетического трения (табл. 30).
На рис. 17 показана зависимость коэффициентов треиия при нагреве до 600сС сульфидов и селенидов. Порошки этих смазок натирали (толщина покрытия достигалась 80—100 мкм) на поверхность образца, полученного из железного порошка марки ПЖ1М1 путем прокатки и спекания его в среде водорода. Контртело было из меди Ml. Давление 10 кгс/см2, скорость скольжения 0,004 м/с, вакуум 10-5 мм рт. ст.
Объяснение смазочного действия дано с учетом электронного строения исследуемых соединений [28].
Твердые смазочные покрытия с полимерным связующим
Твердые смазочные покрытия (ТСП), которые выпускает промышленность и которые предназначены для работы на воздухе и в вакууме, приведены в табл. 31.
Важную роль в формировании физико-механических свойств ТСП играет его структура, изменять которую в желаемом направлении можно различными способами: изменением связуюшего, введением наполнителей, термообработкой, ориентацией и др. Во всех представленных в таблице ТСП наполнителем является дисульфид молибдена МВЧ (ЦМТУ 06-1 — 68) дисперсностью 1—7 мкм. Оптимальное соотношение связующего и наполнителя в различных марках ТСП разное. В качестве материала подложки применяют стали 20X13, 45, чугун ВПЧ и др. Оптимальной шероховатостью подложки является Rz = 1,6 ч- 3,2 мкм, при этом толщина ТСП достигает 20^30 мкм. Свойства целого ряда ТСП и способы их нанесения на поверхность трения описаны ранее в работе. [37]. Вид связующего во многом определяет теплостойкость ТСП.
Смазывающая способность покрытий на основе дисульфида молибдена при высоких температурах будет зависеть также от степени его окисления. В основном применяют следующие связующие: неорганические (силикат натрия, соединения алюминия, свинца и т. д., керамика), органические (на основе эпоксидных, фенолформальдегидных, бутиральных, полиуретановых и других смол) и кремнийорга-нические. Наибольшей теплостойкостью обладают неорганические связующие, диапазон рабочих температур до 800°С; высокой теплостойкостью на воздухе отличаются кремнийорганические связующие (300°С), но их теплостойкость в вакууме ограничена (150°С). Среди большого класса органических связующих всегда можно выбрать смолу с требуемой рабочей температурой, в целом по классу диапазон рабочих температур колеблется от —100 до 400°С. Наиболее благоприятными условиями работы покрытий на основе органических связующих следует считать режимы, при которых пленкообразователь переходит в высокоэластическое состояние.
Антифрикционными наполнителями могут являться материалы, содержащие кислород, хлор, сульфаты, фосфаты, карбонаты, фтор, серу, селен и др.; к наиболее работоспособным следует отнести дисульфиды, диселениды, хлориды, отличающиеся износостойкостью, незначительным коэффициентом трения, стабильностью на воздухе и в вакууме. На долговечность твердых смазочных покрытий в вакууме влияет природа связующего и его устойчивость к трибокрекингу в вакууме, наличие влаги в ТСП [46].
291
chipmaker.ru
Мягкие металлические покрытии
В прецизионных узлах трения оптико-механических приборов, в скользящих электрических контактах, работающих в вакууме, применяют металлические покрытия, выполняющие роль смазки. Малая скорость газовыделения в сочетании с возможностью осуществления посадок высокой точности позволяет их применять в высоком вакууме в широком диапазоне температур. В силовых узлах трения, работающих в широком диапазоне температур, высоких удельных нагрузках, металлические покрытия как твердые смазки также нашли применение.
К недостаткам таких покрытий относят: невозможность восстановления пленки смазки в процессе износа без принятия специальных мер, высокий коэффициент трения, худший теплоотвод от поверхности трения по сравнению с жидкими смазками. Оценка фрикционных характеристик пар трения с тонкими металлическими покрытиями значительно затруднена вследствие того, что эти характеристики существенно зависят от вида деформации на контакте [1, 62].
При зрении в вакууме мягких металлических покрытий па образцах возможны следующие взаимодействия при трении: пластическое оттеснение и глубинное вырывание. Первое характеризуется стабильным трением (изменения значений коэффициента трения в процессе испытания не превышали 5 — 10% от их среднего значения) и высоким качеством поверхности. Так, поверхность трения покрытия олова и свинца на подложке из стали 20X13 имеет параметр шероховатости Ra = 0,32 4- 0,63 мкм, а покрытия серебра Ra = 0,08 0,16 мкм. Следов макропереноса частиц покрытия на поверхность сопрягаемого образца визуальным наблюдением не обнаруживается. Изменение толщины покрытия в пределах 1,5 — 100 мкм не вызывает значительного изменения класса шероховатости поверхности, не зависит существенно и от нагрузки.
При глубинном вырывании наблюдаются 'значительные колебания коэффициента трения, поверхность трения становится грубой со следами вырывов частиц покрытия и наволакивания. При этом виде взаимодействия контактирующих тел качество поверхности существенно зависит как от нагрузки, так и от толщины покрытия.
На рис. 18 показана зависимость коэффициента трения от нагрузки образца из стали 20X13 с покрытием золота толщиной от 1 до 10 мкм, трущегося по анодированному образцу из сплава В95 в условиях пластического оттеснения. Микротвердость покрытия золота составляла 80 кгс/мм2. В интервале давлений от 3 до 350 кгс/см2- коэффициент трения не зависел от толщины покрытия, изменяемой от 3 до 30 мкм, не зависит он и от нагрузки. Приведенная зависимость является типичной для всех наблюдаемых случаев трения в условиях пластического оттеснения (при толщине покрытия > 1 мкм) и характеризуется отсутствием значимой зависимости коэффициента трения от толщины покрытия и нагрузки.
При глубинном вырывании коэффициент трения существенно зависит от толщины покрытия и нагрузки. С уменьшением первой и увеличением последней коэффициент трения уменьшается. На рис. 19 показана зависимость коэффициента трения от удельной нагрузки при трении образца из стали 20X13 с покрытием золота толщиной 3, 10 и 30 мкм по образцу из той же стали. При уменьшении толщины покрытия до значения, соответствующего переходу глубинного вырывания в пластическое оттеснение и ниже, значения коэффициента трения стабилизируются и не зависит уже от толщины покрытия и нагрузки.
Рис. 18. Зависимость коэффициента трения образцов из сплава В-95 с покрытием золота от давления
293
chipmaker, ru
Рис. 19. Зависимость коэффициента трения от давления образца из стали 20X13 с покрытием толщиной 3, 10 и 30 -мк по образцу из стали 20X13 (трение в вакууме)
Список литературы
1. Алексеев Н. М. Металлические покрытия опор скольжения. М., «Наука», 1973. 74 с.
2. Башта Т. М. Машиностроительная i идравлика. М., «Машиностроение», 1974. 64 с.
3. Башта Т. М. Объемные насосы и гидравлические двигатели гидросистем. М., «Машиностроение», 1974. 607 с.
4. Бадыштова К. М., Чесноков А. А., Иванкина Э. Б. Современные индустриальные масла для промышленного оборудования. М., ЦНИИТЭНефтехим, 1974, с. 4.
5. Бонер Ч. Дж. Редукторные и трансмиссионные масла. М., «Химия», 1967. 539 с.
6. Брон Л. С., ТаргЯновский Ж. Э. Гидравлический привод агрегатных станков и автоматических линий. М., «Машиностроение», 1967. 356 с.
7. Вайнштейн В. Э., Трояновская Г. И. Сухие смазки и самосмазываюшиеся материалы. М., «Машиностроение», 1968. 180 с.
8. Виноградова И. Э. Противоизносные присадки к маслам. М., «Химия», 1972. 272 с.
9. Влияние температуры на характеристики трения некоторых сульфидов, селенидов и теллуридов тугоплавких металлов, — В сб.: Трение и изнашивание при высоких температурах. М., «Наука», 1973, с. 133 — 138. Авт.: Ковальченко М. С., Сычев В. В., Ткаченко Ю. Г. и др.
10. Детали й механизмы металлорежущих станков. Под ред. Д. Н. Решетова. М, «Машиностроение», 1972. 664 с.
И. Детали машин. Справочник. Под ред. Н. С. Ачеркаиа. М„ Машгиз, 1953, кн. 1, с. 654.
12. Дьяченко Б. П. Измерение вязкости жидкости кварцевыми резонаторами. — «Измерительная техника», 1970, № 8. с. 20.
13. Износостойкость высоконаполнеииых реактопластов в условиях сухого трения.— В сб.: Тезисы докладов Всесоюзной научной конференции. Ч. И. Ташкент, Ташк. политехи, ин-тут, 1975, 155 с. Авт.: Кутьков А. А., Гойтемиров Р. У. и др.
14. Исследования фрикционных свойств диселенидов вольфрама, ниобия и тантала на воздухе и в высоком .вакууме. — В сб.: Тезисы докладов конференции «Повышение износостойкости и срока службы машин». Киев, 1970, с. 154,155. Авт.: Трояновская Г. И., Лобова Т. А., Сергеева Л. М.
15. Кичкнн Г. И. и Виленкин А. В. Масла для гидромеханических коробок передач, М., «Химия», 1969. 212 с.
16. Климов К. И. и Кичкин Г. И. Трансмиссионные масла. М., «Химия», 1970. 250 с.
17. Кореляков Л. В., Школьников В. М. Современные высокоиндексные масла из нефтяною сырья. М., ЦНИИТЭНефтехим. 1972. с. 5—15.
18. Коулмэн В. Расчет конических и гипоидных зубчатых колес иа заедание. Экспресс-информация, сер. Детали машин, 1966, № 37.
19. Крагельский И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1968. 480 с.
20. Крагельский И. В., Швецова Е. М. Влияние скорости скольжения на изнашивание металлов. В кн.: Трение и износ в машинах. Вып. X. М., изд-во АН СССР, 1955. с. 5 — 34.
21. Кудрявцев В. Н. Зубчатые передачи. М.—Л., Машгиз, 1957, 263 с.
22. Лоснков Б. В. Нефтепродукты. Свойства, качество, применение. Справочник. М, «Химия», 1966, с. 480 — 501.
23. Лоснков Б. В., Пучков Н. Г., Энглин Б. А. Основы применения нефтепродуктов. М., Гостоптехиздат, 1959, с. 438—450.
24. Мэнли Л. В., Копиенхофер Р. М. Изменяющиеся требования к индустриальным маслам и смазкам. Обзорный доклад на VIII Мировом нефтяном конгрессе. М., ВНИИ ОЭНГ, 1971.
25. Научные принципы создания антифрикционных самосмазывающихся пластмасс.— В сб.: Тезисы докладов Всесоюзной научной конференции, ч. II. Ташкент, Ташк. политехи, ин-тут, 1975, 155 с. Авт.: Коршак В. В., Грибова И. А. и др.
26. Некоторые результаты испытания покрытий и композиций материалов на основе дисульфида молибдена в вакууме при высокой температуре. — В кн.: Трение и изнашивание при высоких температурах. М., «Наука», 1973, с. 138 — 142. Авт.: Дрожжина М. П., Духов-ской Е. А., Ермаков А. Т. и- др.
27. Оболоичнк В. А. Селениды. М., «Металлургия», 1972. 296 с.
28. О механизме смазочного действия сульфидов и селенидов тугоплавких металлов.—
294
«Физико-химическая механика материалов», 1973, № 1, с. 58 — 61. Авт.: Самсонов Г. Ц., Берсегян Ш. Е, Ткаченко Ю. Г. и др.
29. Опоры осей и валов машин и приборов. Под ред. Н. А. Спицина и М. М. Машкова. М., «Машиностроение», 1970, 520 с.
30. Папок К. К., Рогозин Н. А. Словарь по топливам, маслам, смазкам, присадкам и специальным жидкостям. М., Химия, 1975. 392 с.
31. Петрусевич Л. И. Зубчатые.передачи. Червячные и винтовые передачи. В сб.: Детали машин. Под ред. Н. С. Ачеркаиа. Изд. 2-е. Кн. 1. М., Машгиз, 1953. 199—433 с.
32. Петрусевич А. И. Роль гидродинамической масляной пленки в стойкости и долговечности поверхностей деталей машин. — «Вестник машиностроения», 1963, № 1, с. 20 — 26.
33. Резников В. Д., Григорьев А. И. Классификации и взаимозаменяемость отечественных и зарубежных моторных масел. Тематический обзор. Сер. «Переработка нефти». М., ЦНИИТЭНефтехим, 1976. 64 с.
34. Розенберг К). А. Влияние смазочных масел на надежность и долговечность машин. М, «Машиностроение», 1970. с. 9—11
35. Розенберг К). А., Виноградова И. Э. Смазка механизмов машин. М., Гостоптехиздат, 1960, 340 с.
36. Рыбак Б. М. Анализ нефтей и нефтепродуктов. М., Гостоптехиздат, 1962. 880 с.
37. Сеиггорихнна JI. Н., Опарина Е. М. Твердые дисульфид-молибденовые смазки. М., «Химия», 1966. 152 с.
38. Синицын В. В. Подбор и применение пластичных смазок. М., «Химия», 1974. 416 с.
39. Синтез и некоторые свойства халькогенидов вольфрама и тантала. В сб.: Халькогениды, вып. 2. Киев, «Наукова Думка», с. 61—76. Авт.: Зеликман А. Н., Крейн О. Е., Лобова Т. А.
40. Состав и свойства пластичных смазок. М., ЦНИИТЭНефтехим, 1970. 85 с. Авт.: Вайншток В. В., Фукс И. Г., Шехтер Ю. Н., Ишук Ю. Л.
41. Справочник по применению и нормам расхода смазочных материалов. Под ред. Е. А. Эминова. Кн. 1 и 2. М., «Химия», 1969. с. 11 — 59 и 895 - 950.
42. Старосельский А. А., Гаркунов Д. И. Долговечность трущихся деталей машин. М., «Машиностроение», 1967, 395 с.
43. Таблица значений индекса вязкости. Стандартгиз. 1960.
44. Температурная стойкость новых твердых смазочных покрытий при трении в вакууме.— В сб.: Трение и изнашивание при высоких температурах. М., «Наука», 1973, с. 129 — 132. Авт.: Матвеевский Р. М., Сентюрихина Л. Н., Попов С. А. и др.
45. Товарные нефтепродукты, их свойства и применение. Справочник. Под ред. Пучкова Н. Г. М., «Химия», 1971, с. 72 — 106.
46. Трение и износ в вакууме. М., «Машиностроение», 1973, 216 с. Авт.: Крагельский И. В., Любарский И. М. и др.
47. Трепне и износ материалов на основе полимеров. Минск, «Наука и техника», 1976, 432 с. Авт.: Белый В. А., Свириденок А. И., Петроковец М. И. и др.
48. Фукс Г. И. Вязкость и пластичность нефтепродуктов. М., Гостоптехиздат, 1951. 271 с.
49. Хаттои Р. Е. Жидкости для гидравлических систем. М., «Химия», 1965, с. 16—18
50. Часовников Л. Д. Передачи зацеплением. М„ «Машиностроение», 1969, 487 с.
51. Черножуков Н. И., Крейн С. Э., Лоснков Б. В. Химия минеральных масел. М., Гостоптехиздат, 1959. 416 с.
52. Эрнст В. Гидропривод и его промышленное применение. М., Машгиз, 1963. 492 с.
53. Bartel A. Inzureichende Schmierung als haufige Ursache fur Maschinenausfalle. Metall, 1971, Bd. 25Г N 8, S. 935-938.
54. Bartz W. J. «VDI-Zeitschrift», 1974, N 2, S. 127-134.
55. Brayant P. J., Gutshall P. Z., Taybor L. H., A study of mechanisms of graphite-friction and Wear — «Wear», 1964, N I, vol 7, p. 118-128.
56. Braithwaite E. R. Solid Lubricants and Surfaces, Pergamon Press, 1964, 211 p.
57. Debuan F. «Mineraloeltechnik», 1973, N II. 26 S.
58. Donald H. Buckley «Friction, Wear and Lubrication in Vacuum», Washington, NASA Levis Research Center, 1971, 277 p.
59. Horst Mauser. Mit weniger Schmierstoffen besser schmieren Ingeneur digest, Ncft, 3, Mars, 1974, 13, Gahrgang, S. 39 — 44.
60. Yuko Tsuya. Microstructure of Wear, Friction and Solid Lubrication. Technical Report of Mechanical Eng. Laboratory Jgusa Sufinami-ku. Tokyl, Japan, 1975, N 3, 107.
t 61. Peter A., Henshaw B. W. «Ind. Lubric. and Tribo!», 1973, 25, N 6, p 230—235.
62. Rabinowicz. Variation of Friction and Wear of Solid Lubrication Films with Thickness. ASLE Transactions vol. 10, N I, January 1967, p. 1—9.
chipmaker.ru
Глава 10
Температурная стойкость граничных смазочных слоев и твердых смазочных покрытий
Chlpmaker.ru
Граничной смазкой называется такой вид смазки, при котором трение Между двумя поверхностями при их относительном движении определяется свойствами смазочного материала, отличающимися от объемных, и обусловленными взаимодействием материала поверхностей трения, смазочного материала и окружающей среды (ГОСТ 18283-72).
Граничными смазочными слоями могут быть слои, образованные на поверхностях в результате физической адсорбции, хемосорбции и химической реакции. Например, органические вещества, построенные из молекул цепной структуры, независимо от того, являются ли они жидкими или пластически вязкими при той же температуре, в граничном состоянии на поверхности металла приобретают упругость формы, переходя в иное агрегатное состояние — квазитвердое или квазикристаллическое [1]. Наилучшая защита поверхностей обеспечивается, если граничный слой является твердым [2, 9, 10].
Одним из наиболее важных факторов, оказывающих влияние на весь комплекс служебных свойств трущихся материалов, определяющих их антифрикционные свойства, является температура, развивающаяся при трении и вызывающая нагревание поверхностей и разделяющего их смазочного слоя. В ряде случаев по условиям технологического процесса или при специфических условиях работы машин и механизмов сами рабочие детали узлов трения могут иметь высокую объемную температуру.
В связи с этим большое значение имеют сведения о температурных пределах работоспособности граничных смазочных слоев как для выбора смазочных материалов при их использовании в разных условиях применения, так и при разработке новых смазочных материалов. ГОСТ 17604 —72 предусматривает метод определения температурной стойкости смазочных материалов при трении. Метод состоит в испытании смазочного материала при точечном контакте закаленных стальных образцов с- постоянной контактной нагрузкой 200 кгс/мм2, постоянной и весьма малой скоростью скольжения ~ 0,2 мм/с во избежание повышенного тепловыделения, обусловленного трением и объемного нагрева узла трения вместе с исследуемым смазочным материалом от внешнего источника тепла. Для указанных условий объемная, температура образцов практически равна температуре в контакте трения. Температура увеличивается ступенями через 10—20DC. При каждой ступени температуры опыт продолжается 1 мин. В процессе опыта измеряют коэффициент трения и температуру. После каждого испытания при данной температуре измеряют износ неподвижных образцов. Критериями оценки температурной стойкости смазочных материалов приняты: 1) критическая температура 9кр, при которой происходит резкое увеличение коэффициента трения, сопровождаемое прерывистым движением и повышением износа образцов; 9кр характеризует разрушение смазочного слоя и возникновение металлического контакта (рис. 1, кривые 1, 2) температура химической модификации 9ХМ поверхностей трения, при которой в результате разложения химически активной присадки
296
в масле и химической реакции между продуктами ее разложения и металлом на поверхности трения образуются слои, обладающие пониженной прочностью на сдвиг и выполняющие функцию смазочного материала. Формальным признаком при этом являются снижение коэффициента трения и прекращение скачкообразного изменения его (рис. 1, кривая 2). Штриховкой на кривых отмечена область температур, при которых имеет место скачкообразное движение при трении. Обе переходные температуры имеют физическое обоснование. При достижении критической температуры происходят дезориентация молекул масла в граничном слое, их десорбция и в результате — потеря слоем способности разделять поверхности трения. Для физической адсорбции этот
Рис. 1. Зависимость коэффициента трения от температуры при испытаниях вазелинового масла с двумя присадками: 0,1% стеариновой кислоты (1) и 1,5% хлорпарафина (2)
процесс объясняется законами термо-
динамики обратимых процессов и связан с теплотой адсорбции. При достижении температуры химической модификации на поверхностях образуется слой типа твердой смазки, ответственный за снижение трения и его стабилизацию при больших температурах. Образование такого слоя связано с необратимыми про-
цессами химических реакций, свойствами металлов и активных групп материала
присадок.
Указанные выше характеристики, получаемые стандартным методом при трении на воздухе в условиях граничной смазки и использовании определенных материалов в качестве трущихся образцов, могут служить в сравнительных испытаниях смазочных материалов отправными данными для выбора оптимальной смазки, исходя из предельно допустимых в эксплуатации температур.
Разработана и серийно выпускается промышленностью испытательная машина МАСТ-1 для определения таких характеристик смазочных материалов. Предусмотрено применение нескольких схем трения (рис. 2), что позволяет изготовлять образцы из различных материалов (стали, сплавы, пластмассы). При точечном контакте образцов удельные нагрузки могут быть приняты в пределах 80 — 200 кгс/мм2 (схемы трения рис. 2, а—г), при работе по схеме сфера — кольцевой образец 0,4—5 кгс/мм2. Малая скорость скольжения и объемный нагрев обеспечивают возможность точного измерения температуры искусственной термопарой вблизи площади контакта образцов и принимать ее равной температуре контакта без существенной погрешности. Диапазон температур испытания на воздухе 20- 350’С.
Рис. 2. Схемы трения, применяемые при испытании смазочных материалов температурным методам:
а — четырехшариковая; б — четырехроликовая (конус — три ролика); в — сфера — кольцо; г — сфера — три ролика; д — сфера — три плоскости; е — сфера — вращающийся диск
297
chipmaker.ru
Влияние природы масел, присадок и пластичных смазок
Критические температуры для серии минеральных и синтетических масел, а также некоторых нормальных спиртов и жирных кислот приведены в табл. 1 [9]. Анализ табл. 1 показывает отсутствие функциональной зависимости между критической температурой и физико-химическими свойствами для минеральных и синтетических масел.
Если допустить предположение о линейной зависимости критической температуры от вязкости минеральных масел, то можно получить по методу наименьших квадратов линию регрессии, отвечающую формуле 9кр — 0,335v5o + 113,6 (здесь v50 — вязкость масла при 50°С). Коэффициент корреляции при этом равен 0,335, что указывает на весьма слабую связь между критической температурой и вязкостью исследованных масел. Аналогичный расчет для зависимости SKp от молекулярной массы дает отсутствие связи между ними (коэффициент корреляции 0,145 при формуле регрессии SKp = 0,118Мср + 91,5 для шести масел с указанной молекулярной массой).
‘ Для нормальных спиртов и жирных кислот предельного ряда критическая температура возрастает с увеличением числа атомов углерода в цепи молекул и с увеличением молекулярной массы соединения, а для жирных кислот также с уменьшением кислотности.
В табл. 2 приведены результаты испытаний ряда химически активных присадок, растворенных в инактивном медицинском вазелиновом масле в количестве 6 ммолей на 100 г масла (трение стальных закаленных шариков ШХ15). В таблице указаны некоторые физико-химические свойства присадок и содержание в них химически активных элементов. Введение присадок дает положительный эффект, выражающийся в повышении критической температуры в результате хемосорбци-онного действия присадок, а после разрушения смазочного слоя и возникновения при соответствующих температурах химически модифицированного слоя (за исключением трибутилфосфата и присадки ЛЗ-6/9) происходит снижение коэффициента трения. Оптимальный результат получен для присадки хлорэф-40. В этом случае температура химической модификации поверхностей оказалась ниже температуры десорбции хемосорбированных молекул и химическое взаимодействие активных элементов присадки. с поверхностью стали произошло ранее начала пропесса десорбции. В результате при всех температурах испытания получен низкий коэффициент трения и лишь при-температуре выше 150 С (температура химической
1. Критические температуры и физико-химические свойства испытанных минеральных и синтетических масел, спиртов и жирных кислот
(трение шариков нз закаленной стали ШХ15)
Масло Молекулярная масса Мср Температура вспышки, °C Кислотное число, мг КОН на 1 г Вязкость, сСт при температуре СС Критическая температура, сс
20 50 100
Вазелиновое приборное, ГОСТ 1805 — 76 (МВП) Минераль 120 ные масла .0,14 7,7 100
Трансформаторное, ГОСТ 982 - 68* 145 0,07 30 9,8 2,6 180
Веретенное, ГОСТ 1642 -75 (АУ) 310 165 0,07 49 13 4,0 165
Компрессорное, ГОСТ 5546-66* (ХФ-12) 160 0,03 18 160
Турбинное, I ОСТ 32 - 74 (Л) — 180 0,02 99 22,4 5.11 120
298
Продолжение табл. 1
Масло Молекулярная масса Л/Ср Температура вспышки, °C Кислотное число, мг КОН на 1 г Вязкость, сСт при температуре °C Критическая температура, °C
20 50 100
Вазелиновое медицинское, ГОСТ 3164 - 52* 430 185 140 27,8 6,2 20
Турбинное, ГОСТ 32 — 74 (ЗОУТ) — 180 0,02 — 30 — 140
Индустриальное 50А, ГОСТ 20799-75 450 200 0,02 54 — 140
ДСП (0,14% S), ГОСТ 85S1-63* — 200 0,02 — 11,0 145
Автотракторное, ГОСТ 21757-76 (АК-10) 425 200 0,28 — 70 9,6 150
То же (АК-15) ’ — 215 0,42 — 123 15 140 ’
Нафтено-парафиновая фракция масла МС-20 (НПФ МС-20) 92 14 155
Авиационное, ГОСТ 21743 - 76 — 200 0,25 792 111,5 16,7 140
Авиационное из грозненской нефти, ГОСТ 21743-76 487 250 0,05 1135 156 19,93 165
Авиационное из эмбен-ской нефти, ГОСТ 21743-76 560 255 0,1 1389 158 20,7 210
Цилиндровое, ТУ МНП 233 — 47 (брайсток) — 275 — — — 30 140
Синтетические масла
При
Полиэфирное 36/1, ТУ 38 101295-75 195 0,5 -40° 3000 3,0 160
Этилполисилоксановая жидкость (№ 5) __ 300 отс. 260 20
Метил фснилсилоксано-вая жидкость 300 отс. 310 20
Этиленгликоль — 170* — — — — 125
Ноналол (С9Н19ОН) 144 Спирты 213* кислоты 60
Смесь от октанола до арахинового спирта С = = 8 4-20 130-298 194-250 92
Смесь от арахинового спирта до высокомолекулярных спиртов, С > 20 298 210-250 115
Валериановая кислота СН,(СН2), СООН(С-5) 102 186 549 — — —. 100
Каприловая кислота СН}(СН2)6СООН (С-8) 144 237 389 — — — 120
Каприновая кислота СН3(СН2)8СООН (С-10) 772 268 326 — — — 130
Пальмитиновая кислота СН,(СН,)..СООН (С=16) 256 219 160
Смесь от стеариновой до пентакозановой (С = 18 4- 25) 284-382 — 147-197 — — — 200
* Точка кипения.
299
chipmaker.ru
Рис. 3. Зависимость коэффициента трения f и диаметра пятна износа d от температуры для образцов вазе чипового масла с присадками:
а — 1,86% хлорэф-40; б — 2,3% сулъфола; в — 2,66% трихлорпентил-диизоамилдитио-фосфата (трение стальных закаленных шариков)
модификации поверхностей) незначительное увеличение износа. В качестве примера на рис. 3 показаны зависимости коэффициента трения и диаметра пятна износа от температуры для базового масла с тремя различными присадками.
Сопоставление критических температур образцов масла с близкими по составу присадками показывает отсутствие зависимости 9кр и 9ХМ от процентного содержания активных элементов в присадках. Для ряда' присадок имеется удовлетворительное согласование температуры химического модифицирования и интервалами температур первой экзотермической реакции присадок с железом, полученных термографическим анализом (см. табл. 2).
Данные о температурной стойкости серии пластичных смазок (трение закаленных шариков из стали ШХ15 приведены в табл. 3.
« <ч
3. Критические температуры пластичных см: зок (максимальная температура испытании 300 С)
Смазка 8кр Смазка 8кр
1-13 ГОСТ 1631-61 30 ВНИИ НП-248 ТУ 40120 -71 20
НК-50 ГОСТ 5573-67* 43 ВНИИ НП-271 ТУ 38-1-299—69 150
ГОИ-54 ГОСТ 3276 - 74 105 ВНИИ НП-228 ГОСТ 12330—66 270
ЦИАТИМ-201 ГОСТ 6267-74 90 ВНИИ НП-286 ТУ 38 I01I8I-71 280
ЦИАТИМ-221 ГОСТ 8773-73 190 ВНИИ НП-263 ГОСТ 19832-74 300
ЦИАТИМ-231 ГОСТ 9433 — 60* 280 ВНИИ НП-274 ГОСТ 19337-73 300
ЛИТОЛ 24 ТУ 38 101207-75 160 ВНИИ НП-293 ТУ 38-1-301-69 300
301
chipmaker.ru
Влияние материала поверхностей трения
Влияние химического состава сталей на характеристики температурной стойкости масел приведены в табл. 4 по данным испытаний при трении по четырехроликовой схеме. Образцы из сталей, содержащих около 1% С и легированных Сг, Ni и W до 10 ат.%, кроме двух стандартных, были специально отлиты и прокованы. Конус и ролики шлифованы и доведены полированием до 12 —13-го классов шероховастости [6].
Присутствие Сг и W в углеродистой стали повышает критическую температуру граничных смазочных слоев минеральных масел и масел с присадками. При этом увеличение содержания W дает повышение 9кр/а при легировании Сг для минерального масла и масла с присадкой жирной кислоты максимальные критические температуры имеют место при соответствующем оптимальном содержании Сг. Добавление Ni к стали или не оказывает влияния на величину 9кр, или снижает ее.
Легирование стали Сг и W заметно повышает температуру химического модифицирования поверхностей трения фосфорной и серной присадками. Введение Ni незначительно повышает хлорной и серной присадок, а при фосфорной присадке резко увеличивает Эхм только при содержании Ni выше 2 ат. %. Таким образом, для обеспечения высокой критической температуры с.мазочпых слоев полезно добавлять в сталь карбидообразующие элементы (СГи W) для увеличения гетерогенности структуры стали, что снижает их способность к схватыванию и способствует росту числа несовершенств структуры, микроискажений кристаллической решетки и соответственно росту числа адсорбционных центров на поверх- -
4. Химический состав, твердость исследуемых сталей, содержание легирующего элемента, критические температуры и температуры химической модификации при трении одноименных сталей и смазке разными смазочными средствами (р = 150 кгс/мм2, >• = 0.035 см/с)
Марка стали Содержание легирующего элемента, ат. % НУ Критическая температура, °C Температура химической модификации, °C
Масло веретенное АУ Вазелиновое масло с присадкой Вазелиновое масло с присадкой
0,1% стеариновой .кислоты 1.5% трибу- тил- фосфата 1,5% хлор-пар а-фина 1% ЛЗ-23К ГОС! 11883-77 43% S 1,5% трибу- тил-фос-фата 1,5% хлор-пара-фина 1% ЛЗ-23К ГОСТ 11883-77 43% S
У10 — 890 20 100 20 20 20 180 200 105
IIIX15 1,66 705 140 132 100 90 200 240
10X4,5 4,54 623 120 165 205 175 300 230 —
10X5,6 5,80 566 130 150 240 120 230 235 300
10X9,5 9,70 583 130 130 180 190 260 'i
10Н1 0,92 777 50 100 230
10Н2 1,84 712 20 80 50 200 220 220
1ОНЗ,5 3,29 738 20 80' 20 20 280 230 200
10Н9 8,48 480 20 50 20 300 240 220
10В1 0,352 830 60 100 80 45 20 260 210 220
1ОВ3.5 1,075 916 100 ПО 120 105 80,. 250 220 240
1ОВ7,5 2,22 825 130 120 250 ПО 160 250 220 270
10В10 3,21 807 140 160 300 135 155 300 205 300
302
ностях. Никелевые сплавы хорошо химически реагируют с присадками, содержащими Р, С1 и S, и могут быть использованы в узлах трения с тяжелыми режимами работы. В этих же условиях для сталей, модифицированных Сг и W, целесообразно применять масла с хлорсодержащими присадками.
В табл. 5—6 приведены критические температуры граничных смазочных слоев при трении закаленной стали ШХ9 Н100 1000 кгс/мм2 по медным и
5. Сплавы на основе меди (/’ = 175 кгс/см3)
Основной и легирующий элементы Содержание легирующего элемента, ат. % Температура отжига, °C Микротвер-дость после механической обра- • бот ки, кг С/мм3 о Основной и легирующий элементы Содержание легирующего элемента, ат. % Температура отжига, °C • о £Х П , (U О г R а с £ с-г- е: “.о Ял S ° s В W И я ЙЙ « а У х о *5 О й *4 О и. л К S иС к О съ*
Медь МО — 650 44 200 Sb 0,25 0,42 1,32 450 64,2 68,5 70,8 190 205
А1 1,05 5,76 10,42 16,25 650 44 58 68 79 165 120 240 250
Sn 0,118 0,30 0,58 1,16 2,77 650 46 48 57 56 68 205 240
Si 1,34 4,52 10,53. 650 48 50 110 150 300
300 Zn 1,46 4,78 9,95 19,2 39,6 450 53,9 62,4 67,7 75,7 82,6 200
Р 0.308 0,82 1,82 450 64,2 68,5 70,8 175 195 190 115 20
6. Сплавы на основе алюминия, р — 40 кгс/см3
Основной и легирующий элементы Содержание легирующего элемента, ’ ат. % Температура отжи-ra, "С Твердость IIV Критическая температура, °C Основной и легирующий элементы Содержание легирующего элемента, ат. % Температура отжига, °C Твердость IIV Критическая температура, °C
без снятия ОКИСНОЙ пленки окисная пленка снята перед опы- том без снятия окисной пленки окисная пленка снята перед опы- том
Алюминий AB000 — 550 14,0 20 240 Sn 0,16 0,24 0,49 1,26 2,31 5,14 200 35,3 35,6 33,3 35,0 33,6 33,6 20 200
200
Si 0,028 0,106 0,714 550 14.2 16,4 24,6 НО 140 230 265
Sb 0,011 0,037 0.095 0,183 0,455 600 13,9 15,2 15,6 15,6 19,3 80 140 250
Си 0,089 0,226 0,423 550 16,3 19,8 25,1 180 180 185 170 185 220
230 260
230
Zn 0,207 0,353 2,430 4,530 550 14,5 14.2 17,7 36,4 40 ПО 185 180 250 230
210
303
алюминиевым сплавам (твердые растворы). Трение стальной сферы диаметром 12,7 мм по кольцевому образцу из сплава при v = 0,04 см/с; смазка маслом Д1 с присадкой 0,1% стеариновой кислоты.
Для медных сплавов (табл. 5) легирование Sn при всех концентрациях повышает Экр. Р и Sb в целом оказывают малое влияние. А1 при концентрации свыше 10% ат. и Si при концентрации более 4% существенно повышают, в то время как Zn при концентрации более 8% ат. резко снижает 9кр. Прямой корреляционной связи между SKp и твердостью сплавов нет. Возможным объяснением влияния легирующих элементов в сплавах на основе меди на температурную стойкость граничных смазочных слоев при трении по стали является различие свойств окисных пленок, образующихся на поверхностях трения, их структура, плотность, пластичность, разрушение при пластических деформациях, способность к образованию граничных слоев с прочными адсорбционными связями или взаимодействию масла с поверхностью сплава через окисный слой.
Влияние естественных окисных пленок особенно сильно проявляется для сплавов на основе алюминия (табл. 6). Для нелегированного алиминия AB000 в присутствии естественных окислов на поверхности трения разрушение смазочного слоя наблюдается при комнатной температуре, а в случае предварительного снятия окислов трением в масле под нагрузкой стальным шариком с искусственно созданной шероховатостью разрушение граничного смазочного слоя происходило при 240°С. Для сплавов алюминия в присутствии окисных пленок легирование Si, Си, Zn, Sb и Sn (при концентрации более 2%) дает резкое повышение 9кр и, как правило, тем больше, чем выше содержание легирующего элемента. При снятой окисной пленке только Si и Sb обеспечивают более высокую критическую температуру по сравнению с чистым алюминием, при этом концентрация данных элементов в сплаве не оказывает большого влияния. Сплавы с Sn испытывали только при температурах до 200'С в связи с их сравнительно низкой температурой плавления (228,З'С).
Чем выше концентрация легирующего элемента в алюминиевом сплаве, тем ближе Экр смазочного слоя в присутствии окисной пленки к Экр слоя масла для соответствующего сплава при снятой окисной пленке.
Влияние газовой среды
Окружающая газовая среда оказывает существенное влияние на формирование и прочность граничных смазочных слоев при трении стальных поверхностей [4, 9].
На рис. 4 и 5 показаны результаты испытаний по чегырехшариковой схеме на машине КТ-4 (г = 0,03 мм/с; р*= 200 кгс/мм2) [9] с объемным нагревом образцов и разделяющего их слоя минерального или синтетического масла без присадки или с различными присадками на воздухе и в гелии (~ 0,0004% кислорода). Противозадирные и трйбохимические свойства данных смазочных материалов существенно улучшаются при трении в инертной газовой среде. Увеличение температурной стойкости масел в гелии, обьясняется эффектом оптимального режима окисления, так как избыток кислорода способствует термоокислительным процессам, изменяющим химический состав масел и соответственно их свойства. Недостаток кислорода не оказал влияния на эффективность химического взаимодействия фосфор- и хлорфосфорных присадок с поверхностью стали. Для повышения температурной стойкости граничных смазочных слоев при трении весьма важным является совместное действие базового масла, присадок, модифицирующих поверхности, и окружающей газовой среды.
304
Рис. 4. Зависимость коэффициента трения от температуры при испытании вазелинового масла без присадок и с присадками на воздухе (а) и в гелии (б):
1 — без присадок; 2 — хлорэф-40; 3 — дибутиловый эфир метилфосфиновой кислоты; 4 — трибутилфосфат
Рис. 5. Зависимость коэффициента трения от температуры при испытании полиметил-силоксановой жидкости ПМС-300 fv50 = — 171.5 сСт) без присадки и с присадками на воздухе (а) и в гелии (б):
/—без присадки; 2 —хлорэф-40; 3—дибутиловый эфир метилфосфиновой кислоты; 4 — тетрахлорлентан; 5 — трибутилфосфит
Температурная стойкость твердых смазочных покрытий
Существующий ассортимент смазочных масел и пластических смазок обеспечивает работоспособность узлов трения до температуры ~250—300сС. Однако и при таких температурах длительное использование углеводородных, кремнийорганиче-ских, а также хлор- и фторуглеродных соединений может привести к их окислению и термической деструкции и в результате к потере смазывающих свойств.
Для обеспечения смазки поверхностей трения, работающих при более высоких объемных температурах, нашли промышленное применение твердые смазочные покрытия: на воздухе на основе графита, а в вакууме и в инертных газах на основе дисульфида молибдена. Температурные пределы работоспособности твердых смазочных покрытий разного способа нанесения на металлические поверхности при трении по стали приведены в табл. 7 (трение стального ползуна диаметром 8 мм по вращающемуся диску с покрытием) [9].
Обобщенные графики зависимости коэффициентов трения от температуры для приведенных в табл. 7 дисульфпдмолибденовых покрытий при трении в вакууме Даны на рис. 6. Каждая точка на кривых соответствует коэффициенту трения после 30 000 циклов вращения диска. Если разрушение покрытия наступало ранее, то цифра около точки указывает число циклов, при которых покрытие разрушилось. Штриховая линия, параллельная оси абсцисс иа уровне коэффициента трения 0,2, указывает область температур для соответствующего покрытия, в которой оно полностью работоспособно. Наиболее низкие коэффициенты трения при всех температурах испытания обеспечивает дисульфидмолибденовое покрытие М801, нанесенное на молибден термохимическим методом.
305
chipmaker, ru
Рис.. 6. Зависимость коэффициента трения от температуры для твердых смазочных покрытий :
1 - ВНИИ НП-229; 2 - ВНИИ НП-250; 3 -дисульфидмолибденовое с полиамидной смолой; 4 — дисульфидмолибденовое (детонационное); 5 — М801
7. Температуры разрушения твердых смазочных покрытии прн трении по закаленной стали 9Х18Ш (Н1П1) = 800; Р — 0,54 кге; г = 0,1 м/с)
Покрытие Связующее или способ нанесения Толщи- на, мкм Материал подложки Не разрушается за 3- К)3 циклов при темпе-pan ре, С Температура, С, и число циклов п при разрушении покрытия
Вакуум 10”5 —10~6 cfI]t Смазка MoS,
ВНИИ НП-229 ОСТ 381.28-73 Силикат натрия 500 600; н= 15000
ВНИИ НП-213 ТУ 38-10187-= 75 Кремний-органическая смола 20 Сталь 12Х18Н9Т 500 600; л = 16000
ВНИИ НП-250 ТУ 38 101470-74 600- 700; /1 = 1000
Дисульфид-молибденовое [7] Полиимндная смола 600 700; п = 100
Дисульфидмолибденовое [5] Без связующего; детонационный метод нанесения 30-50 500 600; и = 100
М801 [12] Вез связую-шего; термо* химический метод нанесения 30 Молибден 700 —
ВНИИ НП-251 ТУ 38 40135-75 Воздух, смазка Полиимндная 1 20 смола графит Сталь 12Х18Н9Т 350 400; и = 16000
Список литературы
1. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного трения. М., Фпз.матгиз, 1963. 472 с.
2. Боудеи Ф. П., Тейбор Д. Трение и смазка твердых гел. М., «Машинос! роение», 1968. 543 с.
3. Виноградова II. Э. Противоизносные присадки к маслам. М., «Химия», 1972. 272 с.
4. Виноградов Г. В. Опыт исследования противозадирных свойств yi леводородньтх смазочных сред,—В кн.: Методы оценки противозадирных и противоизносных свойств смазочных материалов. М., «Наука», 1969, с. 3-11.
5. Матвеевский Р. М., Астахов Е. А., Краснов А. II. Нанесение антифрикционного покрытия из дисульфида молибдена детонационным способом. — В сб.; Защитные покрытия на металлах. Вып. 6. Киев, «Наукова думка», 1972, с. 144 — 148.
306
6. Матвеевский Р. М., Буяновский 11. А., Лазовская О. В. Исследование температурных пределов защитных свойств смазочных .материалов при трении,—В кн.: Износостойкость. М, «Наука», 1975, с. 51 — 75.
7. Матвеевский Р. М., Лазовская О. В., Попов С. А. Антифрикционные свойства и , долговечность твердых смазочных покрытий при трении в условиях повышенных температур.—В сб.: Повын ение износостойкости деталей машин. Хабаровск, 1972, с. 20—28.
8. Матвеевский Р. М., Лазовская О. В. Температурная стойкость смазочных слоев при трении легированного алюминия по стали. — «Машиноведение», 1968, № 6, с. 78 — 85.
9. Матвеевский Р. М. Температурная стойкость граничных смазочных слоев и твердых смазочных покрытий при трении металлов и сплавов. М., «Наука», 1971. 227 с.
10. Ребиндер П. А. О значении граничных условий в физико-химической механике процессов обработки пластических материалов. — В сб.: Обработка пластмасс в машиностроении, М, «Наука», с. 7.
11. Сентюрпхнна, Опарина Е. М. Твердые дисульфидмо.тибдеиовые смазки. М, «Химия», 1966. 151 с.
12. Смазочные свойства покрытия дисульфида молибдена диффузионного типа.—«Вестник машиностроения», 1974, № 12, с. 35 — 36 Авт.: Ермаков А. Т., Лобанов Б. П., Макаров Ю. В., Матвеевский Р. М.
I chipmaker.ru
Глава 11
Трение и изнашивание в агрессивных средах
Chipmaker.ru
Коррозионно-механическое изнашивание
Согласно ГОСТ 1'6429 — 70 изнашивание при трении материала, вступившего в химическое взаимодействие со средой, называется коррозионно-механическим. Под этим определением понимают разрушение поверхностей трения материалов под действием двух одновременно протекающих процессов: коррозии и механического изнашивания. Причем- механическое изнашивание может быть вызвано как трением скольжения двух сопряженных поверхностей, так и потоком среды, содержащей и не содержащей твердые частицы в условиях, вызывающих и не вызывающих кавитацию. Коррозия может быть вызвана процессами либо химического, либо электрохимического взаимодействия материала со средой.
В условиях контакта металла с сухими газами (особенно при повышенных температурах) и с неэлектропроводными жидкими средами происходит химическая коррозия — процесс непосредственного взаимодействия металла со средой и не сопровождающийся возникновением электрического тока.
При контакте металла с электролитами (водные растворы кислот, солей и щелочей, расплавы солей и т. п.) происходит электрохимическая коррозия, при которой взаимодействие среды с металлом разделяется на два самостоятельных, но сопряженных процесса — анодный и катодный, т. е. окислительный (растворение металла на одном участке) и восстановительный (восстановление кислорода и других окислителей на другом участке) [26]. В этом случае процесс растворения металла сопровождается появлением электрического тока. Анодный процесс — .непосредственный переход атомов металла в раствор в виде ионов. Катодный процесс — ассимиляция избыточных электронов атомами, молекулами или ионами раствора.
На обнажающихся при трении поверхностях образуются пленки, обладающие иными свойствами, чем пленки, образующиеся в статических условиях, так как при трении металлов в электропроводных средах большое влияние оказывают электрохимические процессы. Защитные свойства пленок и поведение при трении частично можно характеризовать изменением электродных потенциалов — электродный потенциал поверхностей при трении <ртр с их потенциалом после зачистки от пленок — <р3 [3]. Приближение <ртр к <р3 свидетельствует об удалении образующейся пленки при трении и возможности возникновения схватывания; увеличение разности между <Ртр и <Рз происходит при наличии защитных пленок, что влечет за собой снижение интенсивности изнашивания. В зависимости от срёды и материала трущейся детали значения <р, различны.
Коррозионно-механическому изнашиванию подвергаются следующие детали машин и аппаратов в зависимости от условий работы:
в условиях трения скольжения — уплотнительные кольца торцовых уплотнений реакторов, центрифуг, сепараторов; подшипники скольжения (концевые опоры) реакторов, герметичных насосов; защитные втулки сальниковых уплотнений, плунжеры насосов н патронных фильтров и т. п.;
гидроабразивное изнашивание — распыливающие диски центробежных сушилок;
308
мешалки и импеллеры реакторов; колеса и корпуса центробежных насосов; шнеки, ножи и сита центрифуг; распределительные шайбы барабанных фильтров; шнеки, втулки, протирочные планки смесителей грануляторов и т. и.;
газоабразивное изнашивание — детали воздуходувок в котельных установках, дымоходы, детали струйных мельниц и т. и.;
кавитационное изнашивание — мешалки и импеллеры реакторов, гребные винты судов и т. и.;
окислительное изнашивание — подшипники сухого трения, пластины и цилиндры центробежных воздуходувок и т. п.;
фреттинг-коррозия — резьбовые соединения и т. п.
Исследования, проводимые в области коррозионно-механического изнашивания, показали, что процессы, проходящие на поверхности трения, сложны, взаимосвязаны и требуют тщательного изучения [3, 11, 15, 26].
Износостойкость материалов
Материалы для узлов трения выбирают с учетом особенностей эксплуатации и экономической целесообразности в каждом конкретном случае. Основным требованием к материалу является износостойкость, обеспечивающая заданный ресурс. Износостойкость обеспечивается физико-механическими свойствами материалов и электрохимическими (химическими) свойствами системы металл—электролит (материал — среда).
Коррозионная стойкость материалов должна быть достаточно высокой; по данным работы [14], ее величина не должна превышать четвертого балла по ГОСТ 13819—68 при отсутствии склонности материала к межкристаллитной коррозии, к структурно-избирательной коррозии, к коррозионному растрескиванию, к точечной коррозии.
Необходимо учитывать, что коррозионная стойкость, определяемая по ГОСТ 13819—68 в лабораторных условиях или в промышленных, в ряде случаев значительно отличается от величины коррозии, полученной при трении в промышленных условиях и лабораторных, имитирующих промышленные. Иными словами, данные коррозионных испытаний могут быть только ориентировочными.
Материалы, предназначенные для пар трения, не должны проявлять схватывания и заедания при работе. Это требование обеспечивается выбором материалов и условий работы, исключающих пластическую деформацию контактирующих поверхностей. При наличии пассивирующих защитных слоев на трущихся поверхностях в условиях упругой или пластической деформации процесс трения в ряде случаев облегчается, а износостойкость материалов повышается; в этих условиях переход к микрорезанию затруднен. Активное состояние поверхности, сопровождающееся разрыхлением поверхностных слоев, приводит к интенсификации процесса изнашивания. Наличие таких поверхностных слоев не исключает усталостного изнашивания и микрорезания в связи с тем, что слои материала ниже поверхностного претерпевают упругое или пластическое передеформирование и даже резание.
Скорость изнашивания материалов при трении в коррозионно-активных средах обусловливается скоростями образования поверхностных слоев, их разрушения в процессе трения и скоростью изнашивания в результате механического воздействия.
Учитывая изложенное, при выборе износостойких материалов для конкретных условий эксплуатации необходимо воспроизведение реальных видов взаимодействия трущихся поверхностей и скорости протекания коррозионных процессов на поверхностях трения.
Для увеличения износостойкости материалов необходимо стремиться либо к образованию пассивирующих слоев на поверхности за счет добавок ингибиторов
309
chipmaker.ru
в агрессивную среду, либо выбирать материалы с максимальной коррозионной стойкостью.
В связи с тем, что температура значительно активизирует процесс коррозии, необходимо принимать меры для уменьшения температуры в зоне трения [5].
Большое влияние на ресурс' работы оказывает нагрузка в паре треиия. С увеличением нагрузки растет напряженное состояние в местах фактического контакта, что может привести к пластическому взаимодействию выступов шероховатости и даже к схватыванию и микрорезанию. Увеличение нагрузки приводит также к резкому возрастанию температуры на поверхности трения. Для снижения возможности проявления таких явлений необходимо разрабатывать узлы трения с минимально возможными нагрузками в паре и применять материалы с высокой твердостью.
С увеличением скорости скольжения в паре трения возрастает износ трущихся материалов, однако причиной возрастания износа в этом случае является в основном рост температуры в зоне трения, увеличение пути трения и времени пребывания материала в среде [4, 10].
Наличие абразивных частиц на поверхности трения пар, работающих в коррозионно-активных средах, и наличие таких частиц в потоке среды, омывающем рабочие поверхности, приводит к резкому увеличению износа. В таких условиях эксплуатации необходимо:
принять возможные меры для удаления абразивных частиц особенно высокой твердости из технологической агрессивной среды;
снизить коррозионную активность среды путем применения ингибиторов и уменьшения температуры;
применить для изнашивающихся деталей высокотвердые коррозионно-стойкие материалы, если возможно по конструкционным соображениям, то неметаллические;
снизить нагрузку в паре трения и нагрузку абразивных частиц, находящихся в потоке агрессивной среды, на поверхности деталей путем снижения скорости потока, уменьшения угла атаки потока (меньше 10°), уменьшения размера частиц.
Материалы для узлов трения
Стали и сплавы
При выборе металлических материалов необходимо иметь в виду, что они должны обладать максимально возможной коррозионной стойкостью.
Наиболее часто применяемые материалы для узлов трения и примерное их назначение приведены в табл. 1.
При выборе материалов для пар трения торцовых уплотнений и подшипников скольжения необходимо иметь в виду, что высоколегированные нержавеющие стали имеют низкую твердость. В паре с такими материалами следует применять только мягкие антифрикционные материалы — графитированные углеродные, полимерные и т. п.
В условиях воздействия высокоскоростных потоков агрессивных жидкостей, содержащих абразивные частицы, необходимо применять высоколегированные нержавеющие стали обязательно с защитными элементами из материалов БСГ-60, СГ-Т или С-2.
При работе трущихся деталей в особо агрессивных средах и высоких температурах используют высоколегированные коррозионно-стойкие никельмолибденовые и никельхромомолибденовые сплавы типа хастеллой (ХН65МВ и др.).
Для подшипников качения, используемых в агрессивных средах, применяют высокохромистую нержавеющую сталь 95X18.
В ГОСТ 11849 — 76 включены три марки низколегированных коррозионно-стойких чугунов (4НХТ, 4Н1ХМД, 4Н1МШ), предназначенных преимущественно
310
1. Стали и сплавы, применяемые для работы в коррозионно-активных средах
Марка ГОСТ Среда
12X13, 40X13, 95X18. 14Х17Н2, 10Х14Г14Н4Т, 20Х13Н4Г9 5632 - 72** Вода, пар, растворы солей при комнатной температуре, пищевые среды прн комнатной температуре
15Х25Т, 09Х15Н8Ю, 07Х16Н6, 08Х22Н6Т, 12Х18Н10Т Растворы солей различных концентраций и температур, растворы азотной кислоты и некоторых органических кислот
08Х21Н6М2Т, 10X17H13M3T, О8Х17Н15МЗТ Растворы органических кислот
О6ХН28МДТ Растворы серной, фосфорной, крем-нсф юристов, водородной и других КИС. IO!
ХН65МВ Кислоты при повышенных темпера-гу рах
ВКЗ, ВК6, ВК8 3882-74 Вода, слабые растворы солей, кислот и щелочей
Наплавы стеллита ВЗК Н12 ТИ-60-68 ТИ-145-65 Вода, слабые растворы солей, кислот и щелочей
2. Примерные области применения коррозионно-стойких чугунов (13|
Марка Назначение
чнхт Для трущихся деталей поршневых двигателей внутреннего сгорания, газомоторных компрессоров, а также целлюлозно-бумажною производства, работающих в условиях изнашивания в газовых агрессивных средах и водных растворах
ЧН1ХМД Для деталей поршневых машин, двигателей внутреннего сгорания и компрессоров, работающих в условиях изнашивания и газовой коррозии (продукты сгорания топлива, технический кислород и др.)
ЧН1МШ То же, что ЧНХТ и ЧН1ХМД, но с повышенными механическими свойствами и термостойкостью пр» температуре эксплуатации до 500'С
для эксплуатации в агрессивных газовых средах прн повышенных температурах. Примерное их назначение приведено в табл. 2.
Высокохромистые сплавы 15Х28Л и 15X34JI износостойки в различных агрессивных средах, особенно при абразивном изнашивании.
Все металлические материалы подвергаются термообработке для повышения твердости и улучшения коррозионной стойкости.
Склонность нержавеющих сталей многих марок к схватыванию и заеданию может быть снижена азотированием. Износост ойкость деталей из низколегированных и некоторых нержавеющих сталей (30X13 и др.) может быть существенно повышена борированием. Более эффективным в ряде случаев оказывается диффузионное хромирование, повышающее твердость, износостойкость, эрозиостойкость, сопротивление схватыванию, коррозионную стойкость в некоторых средах [12]. Предварительно цементованная диффузионно-хромированная сталь обладает высокой износостойкостью при абразивном изнашивании во многих средах.
311
chipmaker.ru
Антифрикционные материалы иа основе углерода (уг леграфиты)
Антифрикционные материалы на основе углерода применяют в тех случаях, когда использование других антифрикционных материалов (бронзы, баббиты, металлокерамики и т. п.) недопустимо из-за контактирования пары трения с агрессивной средой. Такие материалы имеют высокую химическую стойкость в большинстве основных агрессивных сред; их используют для изготовления уплотнительных колец, подшипников скольжения, лопаток роторных воздуходувок и т. п.
Высокая прочность при сжатии обеспечивает возможность применения таких материалов при значительных нагрузках. Углеродные материалы не склонны
3. Физико-механические характеристики антифрикционных углеродных материалов
Марка Плот-ность, г/см3 Предел прочности *1, кгс/см2 Модуль упругости при сжатии £• 10 5, кгс/см2 Твердость по Шору Коэффициент теплопроводности при 20 С, ккал/(м х X чсС) Температурный коэффициент линейного расширения при 20 — 100-С а-106 1/°С
при сжатии при изгибе
Обожженные
АО-600, ТУ 48-20-4-72 1,60-1,65 1100-1500 500 - 700 1,4 55-60 20 5
АО-1500, ТУ 48-20-4- 72 1,70- 1,80 1500-1800 600 - 800 1,6 60-65
АО-600-С05, ТУ 48-20-3-22 2,8-3,1 2500-2700 900-1100 6-7
АО-600-Б83, ТУ 48-20-3-72 2,7-3 2400-2600 800-900 1,7 70-75 30 6,5
АО-1500-С05, ТУ 48-20-3-72 2,7-3,0 2600-2800 1000-1200 6-7
АО-1500-Б83, ТУ 48-20-3 - 72 2,6-2,9 2500-2700 900-1000 1,7 70-75 30 6,5
1,65 1600-1700 600 - 750 1,4 70 6,0
2П-1000Ф*2;
ТУ 16-538-252-
75 Хнманит-Т, ТУ 48-0120-17 — 74 1,85-1,89 1300-1700 320-380 - 80 10
АГ-600. ТУ 48-20-4-72 1,65-1,75 600-800 350-400 1,0 43-45 50 5
АГ-1500, ТУ 48-20-4 - 72 1,70-1,80 800-1000 400-500 1,3 45-50
2,6-3,1 1400-1500 550-700 1,35 65-70 6-8
АГ-600-С05, ТУ 48-20-3-72
АГ-600-Б83, ТУ 48-20-3-72 2,5-2,8 1300-1400 450-550 1,35 70-72 70 6,5
АГ-15ОО-СО5, ТУ 48-20-3-72 2,5-3,1 1500-1600 600 - 750 1,35 65-70 6-8
АГ-1500-Б83, ТУ 48-20-3-72 2,4-2,8 1400-1500 500-600 1,35 70-72 6.5
2,4-2,7 1400-1500 600-700 1,1-1,2 - 85-95 7-8
АП ГС,
ТУ 48-20-20 — 72
АПГ-Б83, ТУ 48-20-20 - 72 2,3-2,6 1450-1650 650-750 1,1-1,2 — 90-100
* Данные по пределу прочности соотвегствуют статистическим и превосходят данные по ТУ в 1,5 — 2 раза.
*- Пропитывается потреби 1елем фенолформальдегидной смолой.
Примечание: Ударная вязкость сос!авляег в среднем 2—4 кгс см/см2.
312
к терморастрескиванию в условиях возникновения значительного перепада температур в зоне трения (пуск и останов оборудования). Углеродные материалы имеют низкую ударную вязкость, что не позволяет применять их в условиях вибраций и ударных нагрузок. Они деформируются упруго и при деформации 1—2% разрушаются, изгибающие нагрузки также вызывают разрушение деталей.
Все углеродные материалы имеют более низкий температурный коэффициент линейного расширения, чем металлические материалы, что необходимо учитывать при закреплении деталей. Все углеродные материалы имеют пористость 12—20%. Для обеспечения непроницаемости их пропитывают металлами и смолами.
Серийные антифрикционные углеродные материалы, их физико-механические свойства и применение приведены в табл. 3 и 4.
4. Применимость неметаллических материалов в агрессивных средах
Агрессивная среда Материал
2П-1000-Ф АО-1500-С05 АО-1500-Б83 АГ-1500.-С05 АГ-15ОО-Б83 Химанит-Т Ф4Г21М7 Ф4К20 СГ-Т СГ-П C4 U ЦМ-332
Морская вода + + + 4 + + + + + + + +
NaClO, (0.5%, 20сС) — — — - — — — + —|- + + 4- +
КМпО, (0,5%, 20С) + + + + + + + + + + + +
КМпО, (0,5%, 100’С) — — — — — — + + + + + +
UNO, (65%, 50°С) — — — — — — + + + + + +
UNO, (70%, 110°С) — — — — — — — — 4- 4- + +
H,SO4 (<48% — 120°С) + + — + — + — — + + + +
H ,SO, (>96%-20'Q — — — — — — + , + + + + +
HCl (36%, 20'С) + — — — — + + + + 4- + +
но (34';.;, iooc) + — — — — + + + + + + +
HF (40%) — — — — — — + + — — — +
HF (70%) — — — — — + + — — — —
NaOH (20%, 20' C) — — — — — + + + + + + +
NaOH (30%, 80' C) — — — — — + + + 4- 4- 4- —
CH,COOH (10%, 80 C) + — — — — +, + + + + + +
H/O4 — — — — — + + + + + 4* +
Обозначения: плюс — применим; минус — не применим; +—ограниченно применим.
Обожженные материалы (АО) имеют повышенную твердость и прочность, но меньшую теплопроводность, чем графитированные (АГ). Материалы типа АО и АГ выпускают пористыми и с пропиткой баббитом или свинцом с 5% олова. Материал Химанпт-Т пропитан фуриловым спиртом и термообработан при 300°С, что обеспечивает его высокую непроницаемость.
Предельно допустимые температуры приведены в табл. 5, а предельно допустимые нагрузки для углеродных материалов при работе в паре с различными типами материалов — в табл. 6.
Углеродные материалы легко подвергаются механической обработке при изготовлении деталей, а поверхности трения уплотнительных колец торцовых уплотнений из таких материалов доводятся до параметра шероховатости Ra = 0,08 -j--? 0,16 мкм, а отклонения от плоскостности не более 0,0009 мм [8].
Размеры выпускаемых заготовок из углеродных материалов приведены в табл 7.
Рекомендации по конструктивному исполнению деталей из углеграфитных материалов приведены в [23].
313
chipmaker.ru
5. Предельно допустимая температура для антифрикционных и твердых неметаллических ма тсриалов
Материал Температура, СС Материал Температура, сс Материал Температура, °C
2П-1000-Ф 140 АГ-1500-Б83 200 СГ-Т 400
АО-1500-С05 300 Химанит-Т 300 СГ-П 400
АО-1500-Б83 200 Ф4Г21М7 120 С-2 • 400
АГ-15ОО-СО5 300 Ф4-К20 120 ЦМ-332 200
6. Предельно допустимые удельные нагрузки (кгс/см2) в парах трения одинарных и двойных торцовых уплотнении без поднора жидкости
Материал Металлические материалы с твердостью т Твердые неметаллические материалы Материал Металлические материалы с твердостью Твердые неметаллические материалы
До НВ 150 выше HRC 40 СГ-Т, СГ-П С-2, ЦМ-332 До НВ 150 выше HRC 40 СГ-Т, СГ-П С-2, ЦМ-332
2П-1000-Ф 10 35 20 Ф4Г21М7 5 5 5 5
АО-1500-С05 — 5 20 10 Ф4К20 5 5 5 5
АО-1500-Б83 — 5 15 7 СГ-Т — — 30
АГ-15ОО-СО5 5 10 15 10 СГ-П — — 30 —
АГ-15ОО-Б83 5 10 10 7 С-2 — — — —
Химанит-Т 10 . 10 60 60 ЦМ-332 — — — —
7. Размеры (мм) заготовок а11тифрик1и<онных углеродных материалов
Марка Технические условия Диаметр наружный Диаметр внутренний Высота
АО-1500-С05; АО- 1500-Б83; АГ-15ОО-СО5; АГ-1500- Б83 48-20-3-72 57, 120, 140, 170 — «200
2П-1000 16-538-252-75 90 100 140 154 230 245 70 100 100 55 55 55 100 38 38
205 х 145 X 38
Химанит-Т 48-0120-17-74 «5 290 «250 «200
Твердые неметаллические материалы
В узлах трения оборудования химических производств все большее распространение получают высокотвердые неметаллические материалы, такие, как силицированные СГ-М, СГ-П, СГ-Т и боросилицированные графиты БСГ-60, самосвязанный карбид кремния С-2, минералокерамика ЦМ-332.'Свойства этих материалов приведены в табл. 8.
314
8. Физико-механическне характеристики твердых неметаллических материалов
Предел прочности, S - S
и GJ кгс/мм- О о о Ss о О 55 н хг 7
Материал Плотность. г/см3, нс мен при растяжении при сжатии (не менее) при изгибе Ударная вязь кгс-см/см2 Модуль упру £10 , кгс/с о о а СП Ь • ГкиЭЦХрИЦИСН! тепло про водь при 20’С, ккал/(м • ч • °C Температуры! коэффициент ного расшир, при 20-100°! а - 10~в 1/°С
СГ-Т, ТУ 2,5 4-5 30-32 9-11 2,8 9,50 HRC 70 85- 4,6
48-01-77-71 100
СГ-П, ту 2,4 5-6 42-45 10-12 4,0 12,7 HRC 75 130- 4,2
48-01-77 - 71 150
СГ-М, ТУ 48-01-77-71 2,25 2-3 12-15 6-7 2,8 — HRC 50 120 4,6
С-2 2,9 3-4 18-32 9-11 — — HRC 60 — 4,5
БСГ-60, ТУ 48-01-68 - 77 2,7 3-4 50 — 3,7 8,9 HRC 80 50 6,0
ЦМ-332 2,9 13-15 40-50 32-45 1,4-5,0 38,0 HRA 90 15 8,5
Основным преимуществом графитокарбидокремниевых композиций является их высокая износостойкость по сравнению с другими металлическими и неметаллическими материалами. Силицированный графит может работать в торцовых уплотнениях и в подшипниках скольжения в паре со всеми типами полимерных материалов и материалов на основе углерода, причем износостойкость его намного (в 10—100 раз) выше, чем других материалов.
В узлах трения с достаточной смазкой даже агрессивной средой с успехом используют пары трения СГ-П по СГ-П. Примером этому могут служить подшипники скольжения герметичных насосов, подшипники погруженных высоконапорных насосов [20]. Силицированный графит применим в узлах трения, контактирующих с любыми агрессивными средами, кроме соединений фтора, брома, йода, концентрированных растворов щелочей и сильных окислителей.
Детали их силицированного графита изготовляют механической обработкой из соответствующих марок графита (ПГ-50, ПРОГ-2400 или прессованных заготовок), а затем подвергают пропитке жидким кремнием. В результате взаимодействия кремния с углеродом образуется карбид кремния.
Вследствие особенностей структуры пористого графита часть кремния и графита остается свободной. Таким образом, силицированный графит представляет собой монолит карбида кремния с включениями кремния и графита. В связи с этим детали после пропитки могут быть обработаны только алмазным шлифованием.
Самосвязанный карбид кремния 02 содержит свободный кремний, что исключает применение его в щелочах. Обладая высокой газонепроницаемостью и износостойкостью, этот материал имеет один существенный недостаток по сравнению с силицированным графитом — детали прессуют в пресс-формах, что значительно удорожает производство при большой номенклатуре изделий.
Боросилицированный графит БСГ-60 отличается тем, что пропитку графита производят расплавленным кремнием и бором, что увеличивает твердость и износостойкость при работе в гидроабразивном потоке. Это свойство дало возможность применять БСГ-60 в качестве защитных элементов от абразивного износа в распиливающих сунщлках, сепараторах, центрифугах различных производств.
При конструировании узлов трения с применением СГ-М, СГ-П, СГ-Т, БСГ-60 и С-2 необходимо учитывать, что их температурный коэффициент линейного расширения намного меньше, чем у сталей и сплавов. Жесткая посадка деталей (втулки, кольца) из таких материалов на металлические (вал, обойма) может
315
chipmaker.ru
вызвать разрушение карбидных материалов в процессе работы под действием тепла, генерируемого при трении. Детали из карбидных материалов должны закрепляться (запрессовываться, вклеиваться) только по наружному диаметру.
Высокой химической стойкостью в растворах кислот отличается материал LIM-332 (А12О3 спеченный). Из него изготовляют втулки подшипников и кольпа торцовых уплотнений, работающих в контакте с различными антифрикционными материалами. По сравнению с карбидными материалами ЦМ-332 обладает повышенной склонностью к терморастрескиванию при тепловых ударах (250 20"С).
В паре трения ЦМ-332 — металл последний довольно интенсивно изнашивается. Значительно лучше работают пары ЦМ-332 по ЦМ-332, которые с успехом используют в производстве. Нижний подшипник герметичного вертикального электронасоса НЦ-А5-16, перекачивающего 60%-ную HNO3 при 84—99°С, втулки которого выполнены из ЦМ-332, показан на рис. 1.
Минералокерамический материал С-8 на основе карбидов бора и кремния стоек против абразивного изнашивания, не реагирует с кислотами (аздтной, плавиковой и др.), более тверд, менее хрупок, менее чувствителен к ударным нагрузкам, чем ЦМ-332. Подшипниковый узел с использованием С-8 показан на рис. 2.
Минералокерамические материалы хрупки и склонны к трешинообразованию при резких перепадах температуры, поэтому втулки из них следует запрессовывать в металлические обоймы, а также избегать использования их при ударных и вибрационных нагрузках.
Рис- I. Нижний подшипник с парой трения ЦМ-332 по ЦМ-332:
1 — обойма; 2 — втулка обоймы (ЦМ-332); 3 — кольцо (12Х18Н9Т); 4 — штифт; 5 — втулка вала (12Х18Н9Т); 6 — втулка
вала (ЦМ-332); 7 - кольцо (12Х18Н9Т); 8 - пята
(ЦМ-332); 9 - подшипник
(ЦМ-332)
Рис. 2. Подшипниковый узел герметического центробежного насоса из керамического сплава С-8:
1 — вал; 2 — конусная цапфа;
3 — вкладыш; 4 — обойма вкладыша
316
Шлифовку деталей из высокотвердых неметаллических материалов проводят ва обычных шлифовальных станках алмазосодержащим инструментом с обязательным охлаждением водой или эмульсией. Так как такие детали имеют внутренние напряжения, то перед окончательной обработкой — доводкой (кольца торцовых уплотнений) необходимо дать им естественное старение — около 15 дней. Доводку поверхностей трения уплотнительных колец торцовых уплотнений проводят после их окончательной обработки в размер и закрепления в обоймы. Доводку выполняют с применением алмазных паст и чугунных притиров.
В некоторых случаях, например в целлюлозно-бумажной промышленности, втулки и вкладыши подшипников роллов, дефибреров, кислотных насосов изготовляют из древеснослоистых пластиков (ДСП).
Полимерные материалы
Полимерные материалы применяют для изготовления подшипников скольжения насосов, реакторов и другого оборудования, колец торцовых уплотнений, распределительных шайб барабанных вакуум-фильтров и ряда других ответственных деталей.
В связи с тем, что фторопласт обладает высокой химической стойкостью, в последнее время нашли применение антифрикционные композиции на его основе. Введение графита, кокса, дисульфида молибдена, нитрита бора и т. п. повышает прочностные свойства материалов на основе фторопласта-4, оставляя высокой стойкость в агрессивных средах.
Материалы на основе фторопласта-4 промышленность выпускает в виде заго-ювок следующих марок (табл. 9):
Ф4Г21М7 (ФКН-7) — композиционный материал на основе фторопласта-4, наполненный графитом и молибденитом, применяют в паре со всеми видами материалов;
Ф4К20 — композиция фторопласта-4 с коксом, применяют при более высоких нагрузках, чем материал Ф4Г21М7;
9. Физико-мехаиические свойства серийных антифрикционных материалов иа основе фторопласта-4
* Деформация 2%.
*2 Деформация 5%.
*’ По Шору.
—...........................
317
chipmaker.ru
Рис. 3. Гидростатический подшипник с парой трения нержавеющая сталь — фторопласт-4
АФГМ — композиционный материал, содержащий графит и дисульфид молибдена со связкой фторопластом-4. Наибольшее количество фторопласта-4 ограничивает применение этого материала в ряде агрессивных сред.
Эффективна облицовка фторопластом трущихся металлических втулок. Гидростатический подшипник насоса, перекачивающего азотную кислоту, показан на рис. 3 [6]. На шейку вала напрессована втулка 1, облицованная фторопластом. Через камеры 3 во втулке 2 подается азотная кислота.
Все композиционные материалы на основе фторопласта работоспособны только до 120°С в зоне трения. Выше этой температуры начинается интенсивный износ вследствие размягчения связующего [4].
Применение материалов на основе фторопласта оправдано только тогда, когда другие материалы, в том числе и углеродные, неприменимы по условиям низкой коррозионной стойкости.
Силикатные покрытия (эмали)
В эмалированных изделиях сочетаются прочностные свойства металла и коррозионная, термическая и абразивная стойкость силикатного материала. Лишь немногие металлы (Pt, Au, Та) и некоторые никельхромомолибденовые сплавы типа хастеллой могут соперничать с силикатными эмалями по коррозионной стойкости в различных агрессивных средах. Эмалированная поверхность на деталях имеет небольшую шероховатость (Ra = 0,1 4- 0,2 мкм) и неравномерную волнистость, амплитуда которой достигает 100 — 200 мкм, а шаг колеблется в пределах 1 — 5 мм. Поэтому эмалированные детали имеют значительные отклонения от номинальной геометрической формы и невысокую размерную точность, что исключает возмож-ность использования их в точных сопряжениях без дополнительной обработки.
318
Для придания эмалированным деталям высокой точности и правильности геометрической формы возможно их шлифование кругами из синтетических алмазов и специальная тепловая обработка [28].
Гидроабразивное и эрозионное изнашивание
Гидроабразивное разрушение является коррозионно-механическим процессом и в значительной мере определяется составом среды, ее свойствами, химической активностью, температурой.
Физические свойства жидкости определяют динамические характеристики кавитационных пузырьков, а химические свойства — коррозионные процессы при гндро-абразивном изнашивании.
На гидроабразивное изнашивание существенное влияние оказывает температура среды (рис. 4), кислотность (рис. 5). Даже незначительное снижение водородного показателя до pH 6,5 влечет за собой значительное увеличение интенсивности разрушения. Термическая обработка углеродистых сталей и чугунов не дает существенного повышения абразивной стойкости в кислых средах [18]. Значительно увеличить ее можно термодиффузионным хромированием. В щелочной среде углеродистые стали обладают большей, чем в воде, а нержавеющие стали — меньшей длительностью инкубационного периода и большей скоростью хрупкого разрушения (рис. 6). ‘С увеличением концентрации едкого натра в растворе от pH 8 до pH 13 интенсивность гидроабразивного разрушения возрастает [19].
Подверженные гидроабразивному воздействию стальные детали следует изготовлять из сталей, удовлетворяющих таким требованиям:
1) высокая коррозионная стойкость. В пресной воде она обеспечивается при содержании > 12% Сг, в более агрессивных средах требуются более сложные нержавеющие стали;
2) способность противостоять коррозионно-усталостному разрушению при микроударных воздействиях. Наибольшей стойкостью против. абразивного разрушения обладают нержавеющие стали с мартенситной структурой, наименьшей — с ферритной, стойкость которых мало отличается от стойкости стали со структурой стабильного аустенита; стали с нестабильным аустенитом, который при пластическом деформировании распадается с образованием мартенсита, эрозионностойки;
3) хорошая технологичность.
Время испытания,ч
Рис. 4. Влияние температуры воды на гидроэрозию ста т 45
319
Рис. 5. Гндроэрози.ч сталей 45 (а) и 12Xt8HI0T (6) в кислом растворе с pH 6,5 (1) и в водопроводной воде (2)
chipmaker.ru
Рис. 6. Гидроэрозия сталей 45 (а) и 12Х18Н10Т (б) в воде (пунктирные линии) и в растворе едкого натра с pH 11 (сплошные линии)
Рис. 7. Кавитационная стойкость нержавеющих сталей:
1 - типа 12Х18Н8; 2 - 10Х18НЗГЗД2- 3 -
10Х12НДЛ; 4 - 10Х14АГ10; 5 - 10Х14АГ12М;
6 - 30Х10Г10
Перспективны стали с нестабильным аустенитом на железомарганцевой основе (табл. 10, рис. 7). При мощном кавитационном воздействии в пресной,воде лучшая сталь 30Х10Г10, в морской воде - 10Х14АГ12 или 10Х14АГ12М [2].
Из серых чугунов наименее стойки чугуны с крупнопластинчатым, наиболее стойки — с шаровым графитом. В агрессивных средах весьма стоек разработанный в ИПЛ АН УССР высокохромистый сплав 130Х16М [25].
10. Кавитационная стойкость литых сталей
Сталь НВ Потеря массы за 6 ч испытаний, мг Сталь НВ Потеря массы за 6 ч испытаний, мг
ЗОЛ 135 1456 12Х18Н9Л 180 890
20X1ЗЛ 180 870 30Х10Г10 200 15
Эрозионная стойкость деталей, работающих в агрессивных средах, может быть значительно повышена наплавкой нержавеющими сталями, имеющими мартенситную, аустенитно-мартенситную или аустенитную структуру с нестабильным аустенитом, обеспечиваемую при содержании в наплавленном металле 12—16% Сг, 4-8% Ni [16].
Определяя износостойкость при гидроабразнвном изнашивании, обычно в качестве носителя абразивных частиц используют воду и рассматривают процесс разрушения материала как результат механического воздействия абразива и потока жидкости. Если носителем абразивных частиц являются агрессивные жидкости, интенсивность разрушения оказывается совершенно иной. В табл. 11 приведены результаты испытания некоторых материалов при гидроабразнвном изнашивании в различных средах, содержащих 3% абразива (кварцевый песок с размером зерна
-0,1—0,2 мм) [24]. При изнашивании в кислых абразивосодержащих средах на поверхности металлов, особенно железоуглеродистых сплавов, интенсивно протекают коррозионные процессы, совместно с механическим воздействием интенсифицирующие их разрушение. Химическая активность среды воздействует и на коррозионно-стойкие сплавы, несколько повышается интенсивность их изнашивания. Упрочняющая термообработка углеродистых и нержавеющих сталей не влечет за собой повышения износостойкости. Высокой износостойкостью в этих средах
320
11. Относительная износостойкость материалов прн гндроабразданом изнашивании
Материал и термообработка Среда
Вода Кислая, pH 5 Щелочная, pH 12,6
Стали: 20 0,74 0,90 0,55
45, нормализация 1,0 1,0 1,0
45, закалка, отпуск при 200°С — — 1,62
У8А 1,36 1,06 —
12Х18Ш0Т 1,64 НЛО 0,91
20X13 1,30 10,70 —
40X13 1,54 12,90 0,99
40X13, закалка — — 1,54
110Г13Л 0,55 0,65 1,36
Чугуны СЧ 12-28 0,30 0,85 0,31
СЧ 18-36 0,36 0,93 0,55
ВЧ 40-10 0,35 0,90 0,68
Сплав 130Х16М 1,81 19,50 1,15
Титан ВТ1 1,23 11,00 0,63
Бронза БрАЖ9'4 0,96 14,15 0,43
Дюралюминий Д1 0,19 2,89 —
обладают нержавеющие стали, сплав 130Х16М, титановые, медные и алюминиевые сплавы.
В абразивосодержащей щелочной среде (раствор едкого натра, известковая вода) интенсивность изнашивания гораздо меньшая вследствие того, что на поверхности металлов образуются тонкие пассивные пленки продуктов коррозии и абсорбированных ОН-ионов [24]. Влияние коррозионного фактора при гидроабразнвном изнашивании в щелочных средах подтверждается тем, что с повышением температуры среды от 15 до 70°С интенсивность изнашивания возрастает на ~70%.
Список литературы
1. Антифрикционные сульфидированные металлокерамические материалы на основе нержавеющей. стали. — В кн.: Повышение нзиосс тойкости и срока службы машин, выл. 3. Киев УКРНИИНТИ, 1970, с. 157-162. Авт.: И. М. Федоренко и др.
2. Богачев И. Н. Кавитационное разрушение и кавитационно-стойкие сплавы. М., «Металлургия», 1972. 189 с.
3. Васильев И. В. К методике испытаний металлов на изнашивание при трении в агрессивной среде. —В кн.: Трение и износ в машинах, т. XV. М-, Изд-во АН СССР, 1962, с. 59-77.
4. Виноградов Ю. М., Лазарев Г. С., Кудрявцева Б. М. Исследование новых антифрикционных материалов на основе фторопласта для химического машиностроения. — В кн.: Применение материалов на основе пластмасс длй опор скольжения и уплотнений в машинах. М., «Наука», 1968, с. 27—31.
5. Воробьева Г. Я. Коррозионная стойкость материалов в агрессивных средах химических производств. М., «Химия», 1975.' 816 с.
6. Воронков Б. Д. Подшипники сухого трения. М.—Л., «Машиностроение», 1968. 138 с.
7. Гаиз С. Н., Пархоменко В. Д. Антифрикционные химически стойкие материалы в машиностроении. М., «Машиностроение», 1965. 148 с.
8. Конт ктные уплотнения вращающихся валов. М., «Машиностроение», 1976, 263 с. Авт.: Г. А. Голубев, Г. М. Кукин, Г. Е. Лазарев, А. В. Чичинадзе.
9. Коробов Ю. М., Прейс Г. А. Электромеханический износ при трении и резании металлов. Киев. «Техшка», 1976. 199 с.
10. Крумаи Б. Б., Крупицына В. А. Коррозионно-механический износ оборудования. М, «Машиностроение», 1968, 104 с.
11. Лазарев Г.-Е. Износостойкость материалов при трении в коррозионно-активных средах. — «Химическое и нефтяное машиностроение», 1974, № 7, с. 38 — 39.
12. Материалы в машиностроении. Справочник под общ. редакцией И. В. Кудрявцева, т. 3. М., «Машиностроение», 1968, 446 с.
321
chipmaker.ru
13. Материалы в машиностроении. Справочник под общ. редакцией И. В. Кудрявцева, т. 4. М., «Машиностроение», 1968, 248 с.
14. Материалы для пар трения торцовых уплотнений оборудования химических производств. Инструкция по выбору и применению. М., НИИхиммаш, 1974. 30 с.
15. Мачевская Р. А. и Турковская А. В. Трение и износ нержавеющих сталей в агрессивных средах. — «Химическое машиностроение», 1965, № 4, с. 17—20.
16. Миличеико С. Л. Ремонт кавитационных разрушений гидротурбин. М., «Энергия», 1971. 104 с.
17. Надежность и долговечность машин. Киев, «Техшка», 1975, 405 с. Авт.: И. Б. Кос-теикий, И. Г. Носовский, Л. И. Бершадский и др.
18. Некоз А. И., Прейс Г. А., Сологуб Н. А. О гидроэрозии металлов в кислой среде.— «Физико-химическая механика материалов», 1970, № 2, с. 109 — 111.
19. Некоз А. И., Прейс Г. А., Сологуб Н. А. О гидроэрозии сталей в щелочной среде,—«Физико-химическая механика материалов», 1969, № 5, с. 584 — 587.
20. Явлинский А. А., Тарабаиов А. С., Лазарев Г. Е. Результаты испытаний материала СГ-Т.—«Машиноведение», 1971, № 2, АН СССР, с. 92—98.
21. Потенциостатический метод исследования процесса трения металлов в электропроводных средах. — В кн,: Проблемы трения и изнашивания, вып. 6. Киев, «Техшка», 1974, с. 55 — 60. Авт.: Ю. М. Коробов и др.
22. Прейс Г. А., Сологуб Н. А. Повышение износостойкости деталей оборудования сахарных заводов. Киев, «Техшка», 1966. 139 с.
23. Свойства конструкционных материалов на основе углерода. Справочник. Под ред. В. П. Соседова. М, «Металлургия», 1975. 335 с.
24. Слыиько А. И., Прейс Г. А., Сологуб Н. А. Гидроабразивное изнашивание металлов в кислых средах.—«Физико-химическая механика материалов», 1972, № 2, с. 9 — 13.
25. Тиханович В. И., Кириевский Б. А. Новые литые материалы повышенной износостойкости в условиях трения скольжения и эрозионного разрушения,— В кн.: Повышение износостойкости и срока службы оборудования пищевой промышленности. Москва—Киев, ЦНИИТЭлегпищемаш, 1968, с. 94—101.
26. Томатов И. Д. Теория коррозии и защиты металлов. М., Изд-во АН СССР, 1960. 590 с.
27. Хрущей М. М., Бабичев М. А. Исследование изнашивания металлов. М., «Наука», 1960. 351 с.
28. Чернявский А. Н., Прейс Г. А., Смирнов Н. С. Алмазное шлифование эмалированных деталей,— В кн.: Теория и практика алмазной и абразивной обработки деталей приборов И машии. М., МВТУ им. Баумана, 1973, с. 117—121.
Глава 12
Износ при наличии абразива
Chiomaker.ru
Факторы, влияющие на величину износа
Абразивный износ является одним из основных видов для многих деталей горных, буровых, строительных, дорожных, транспортных, сельскохозяйственных и других машин, работающих в технологических средах, содержащих абразивные частицы; скорости изнашивания высоки (0,1 — 100 мкм/ч).
Разрушающими телами при этом виде износа являются обычно минеральные высокотвердые частицы с неметаллическими атомными связями, при которых адгезия и схватывание очень малы [4, 11], что обусловливает относительную простоту физических процессов, приводящих к износу. Вместе с тем разнообразие геометрических форм и механических свойств абразивных частиц и условий их нагружений обусловливают различные напряженные состояния на контакте £11, 15, 22, 24, 27]. Отделение частиц износа осуществляется в результате однократного и преимущественно многократного воздействия абразивного тела, т. е. имеет место или микрорезание (вязкого и хрупкого характера), или усталость — малоцикловая (в пластической области) и многоцикловая (в упругой области). Многообразие процессов и условий изнашивания деталей обусловливает самые различные сочетания этих элементарных процессов разрушения и разупрочнения микрообъемов поверхностных слоев.
Прочностные свойства поверхностных слоев материалов, разрушающихся в режиме микроцарапания, отражает изнашивание о закрепленные абразивные частицы на машине Х4-Б [24]. Для этого вида изТюса относительная износостойкость £от (отношение износа эталона к износу образца) технически чистых металлов и сталей в отожженном состоянии связана с твердостью на вдавливание алмазной пирамиды (НУ) зависимостью еот = kHV, где к — константа (рис. 1, о).
Для конструкционных сталей 40, У8, У12 и Х12 в состоянии после нормальной закалки и отпуска при разных температурах еот — е'от + к' (НУ — НУ0), где eJ,T и НУ0 — соответственно относительная Износостойкость и твердость материалов в отожженном состоянии; к' — постоянный коэффициент для соответствующей стали (рис. 1,6). Относительная износостойкость сот механически наклепанных металлов и сталей, в которых в процессе наклепа не происходит фазовых превращений, не зависит от твердости, определенной после наклепа или немного снижается с ее повышением (рис. 1, в).
Относительная износостойкость металлических материалов в отожженном состоянии связана с модулем нормальной упругости £ выражением £от = /сЕ1,3, которое справедливо для технически чистых металлов, ряда сплавов, а также неметаллов. Но это выражение не пригодно для термически обработанных сталей, т. е. основных конструкционных материалов, применяемых при абразивном изнашивании, так как их модуль упругости является структурно-нечувствительной характеристикой и ие изменяется при термической обработке.
При этой схеме испытаний относительная износостойкость может зависеть от твердости зерен абразивного полотна. Если твердость абразивных зерен значительно выше твердости изнашиваемой стали, то износ не зависит от разности
323
chipmaker.ru
твердостей стали и абразива. Если же твердость стали близка к твердости абразива, то уменьшение этой разницы приводит к снижению интенсивности изнашивания. Если сталь тверже абразива, то износ мал и тем меньше, чем различие в твердостях больше. Размер зерна влияет на и’знос до определенного предела, после чего он остается постоянным при прочих равных условиях.
Методика испытания на изнашивание при трении о шкурку обеспечивает очень высокую повторяемость и точность получаемых результатов (коэффициент вариации 2—3%) при принятых условиях испытаний (небольшие давления и скорости скольжения, абразивные частицы высокой твердости и прочности, отсутствие нагрева и воздействия окружающей среды, невозможность перемещения и разрушения абразивных частиц). Однако эти условия не всегда отвечают многообразным условиям эксплуатации деталей машин.
При фрикционном взаимодействии металла с твердой жестко закрепленной абразивной частицей на его поверхности возникает царапина. Выступы любых минеральных частиц закруглены [11] и могут быть помимо угла заострения охарактеризованы радиусом закругления г. Если отношение глубины внедрения абразивной частицы в металл h к значению г, т. е. hfr, достигает определенного критического значения, то царапание сопровождается образованием отделяющейся стружки (микрорезание).
Величина критического значения h/r зависит от отношения величины касательных напряжений (т) на фрикционном контакте к пределу текучести <гт, т. е. переход к микрорезанию имеет место при
h _ 1 А 2т А
г 2 \ стт/
Эта зависимость определяет «порог внешнего трения» [15].
Абразивный износ достигает максимальной интенсивности, когда отношение объема удаленного металла к объему всей царапины максимально [11, 21, 15]. В противном случае стружка не возникает, но по краям царапины остаются навалы. Последние легко разрушаются под воздействием входящих в контакт новых зерен.
Маловероятно образование стружек при изнашивании в абразивной массе со слабым закреплением абразивных частиц. В этом случае [15, 26] имеет место
после закалки и наклепу; 4 — аустенитная сталь 5 — сталь 40 после нормальной закалки и отпуска
Рис. 1. Относительная износостойкость еот при изнашивании о закрепленные абразивные частицы в зависимости от твердости (до испытания на изнашивание) различных металлов [24]: а — технически чистые металлы и углеродистые стали в отожженном состоянии; б - стали 40, У8, У12 и Х12 в состоянии нормальной закалки н отпуска при разных температурах; в — материалы с разной степенью наклепа при пластической деформации: технически чистые металлы (AJ, Си, Ni); 1 — латунь (20% Zn); 2 — алюминиевая бронза (5% А1) после отжига и наклепа; 3 — бе
риллиевая бронза (2% Be) (0,2% С; 18% Сг; 9% Ni) наклепанная; при различных температурах; 6 — сталь 40
с разной степенью наклепа после отжига; 7 — сталь 40 с разной степенью наклепа после предварительной нормальной закалки и отпуска при температуре 600°С; 8 — та же. сталь, отпуск 450°С; 9 — то же, при 300°С; 10 —то же, при 150°С
324
упругое и пластическое деформирование поверхностного слоя, передеформирование, обычная и малоцикловая усталость и разрушение, которому могут содействовать химические явления, связанные с действием среды.
Разрушительное действие абразивных частиц, растираемых в различных зазорах, сводится к нанесению на металлические поверхности так называемых вибрационно-ударных царапин. Как бы возникает своеобразная мельница. Разрушительное действие в основном определяется прочностью размалываемых в порошок абразивных частиц (шлифовальники). Процесс разрушения сопряженных металлических поверхностей, разделенных слоем абразивного зерна, определяется и теми видами Напряженных состояний, которые возникают в точках обеих поверхностей. Так, весьма твердый минерал может объемно разрушаться сильнее, чем гораздо менее твердая сопряженная сталь при наличии в зазоре высокотвердых частиц. Отношение разрушенных объемов сопрягаемых материалов зависит от вида находящегося в зазоре абразива [11, 12].
Изнашивание ударяющимися абразивными частицами обычно происходит с образованием своеобразных стружек и вытянутых чечевицеобразных углублений на разрушаемой металлической поверхности [И], а также усталостными эффектами от повторяющихся ударов. Механизм разрушения осложняется химическим действием жидкой или газообразной среды, и особенно высокой температуры. При ударе о монолитный абразив возможно проявление динамических эффектов, особенно при низких температурах испытания. Во всех случаях взаимодействия возможен эффект шаржирования — внедрения мельчайших осколков в поверхность металла с определенным изменением хода всего процесса изнашивания.
Наиболее распространенным абразивом является обычно кварцевый песок, который входит в состав грунтов, почв и пыли и является главным агентом, вызывающим износ многих деталей. Изнашивание же кварцевым песком ввиду его сравнительно округлой формы и относительно невысокой прочности и твердости намного увеличивает вероятность отделения частицы износа в результате повторных деформации микрообъема поверхностных слоев детали [11, 15, 22, 27]. Эти обстоятельства вызвали необходимость разделения абразивного износа на ряд его разновидностей [24]. В зависимости от интенсивности воздействия абразивных частиц, уровня вызываемых ими напряжений и назначения изнашиваемых деталей различают [9, 22, 28, 29] несколько видов износа, приведенных ниже.
Методы лабораторных испытаний на эти виды абразивного изнашивания подробно изложены в работах [14, 20, 24].
Виды износа
Изнашивание в абразивной массе. Основными факторами, определяющими износ, являются абразивные свойства грунтов, почв и перемещаемых частиц, нагрузка и скорость при изнашивании, физико-механические свойства материалов.
Абразивность (истирающая способность) почв и грунтов повышается при увеличении содержания в них абразивных частиц (главным образом, кварцевых), уменьшении радиусов закругления их выступов, повышении объемных размеров и увеличении степени их закрепленности. Закрепленность частиц повышается по мере увеличения плотности грунтов, которая, в свою очередь, зависит от их влажности, а также степени их смерзания. Различные грунты имеют следующую сравнительную изнашивающую способность: глинистые 1,0; песчаные 1,5; суглинистые 1,9; супесчаные 2,3 [3]. Определенную роль в .износе может также играть химическая активность почв и грунтов. Износ линейно повышается с увеличением нагрузки (в случае рабочих органов дорожных и сельскохозяйственных машин — с увеличением давления на задней грани режущих кромок).
Износостойкость технически чистых металлов и углеродистых сталей при испытаниях в абразивной массе (прибор ПВ-7 [22]) показана на рис. 2. Верхняя
32S
chipmaker.ru
Рис. 2. Износостойкость eag читаых металлов и углеродистых сталей при изнашивании в абразивной массе [22] (I — кварц, II — корунд)
часть диаграммы (!) получена при изнашивании округлым кварцевым песком, а нижняя (II) — при изнашивании острыми твердыми частицами корунда. Нижняя часть диаграммы (II) в основном соответствует результатам испытаний на шкурке с острыми и твердыми зернами (см. рис. 1), когда изнашивание происходит преимущественно в режиме микроцарапания. При испытаниях же в кварцевом песке (наиболее распространенном компоненте абразивных сред) вследствие перехода процесса к износу в результате повторных деформаций при Нм/На > 0,5 4- 0,7 (где Нм и На — микротвердости материала и абразивных частиц) ряды износостойкости изменились. Если в режиме микрорезания зависимости е =/"(//) носят линейный характер (рис. 2, II), то при НМ/НЛ > 0,5 4- 0,7 эти зависимости переходят в нелинейные, когда повышению твердости соответствует более сильный прирост износостойкости. Кроме того, происходит существенное расширение рядов износостойкости, т. е. разницы в износе смежных материалов. При одинаковой твердости износостойкость сталей увеличивается с увеличением содержания углерода и карбидообразующих элементов [19, 24]. При изотермической обработке при значи-
тельно меньшей твердости можно получить те же значения абразивной износостойкости, которые достигают обычной закалкоц, [19].
Относительная износостойкость в абразивной массе (эталон — закаленная сталь Г13Л) сталей с различными легирующими элементами и разной микроструктурой после обычной закалки и изотермической обработки приведена в табл. I и 2, а варианты этих обработок даны в табл. 3.
1. Относительная износостойкость в абразивной массе еот сталей при различных вариантах закалки и отпуска |19)
Стали Варианты термической обработки
I II III IV ’V VI
НВ Еот НВ Е0Т НВ еот НВ сот НВ Еот НВ еот
У10 614 1,78 534 1,61 429 1,43 375 1,28 —
У12 —. — 614 1,95 550 1,75 429 1,6 388 1,49 —
65 182 0,85 578 1,66 477 1,32 450 1,28 369 1,04 264 0,76
65Г1,5 187 0,99 578 1,39 504 1,27 477 1,21 401 1,12 — —
65Г2 192 1,12 601 1,31 534 1,26 495 1,17 429 1,16 293 1,07
20X1,5 131 0,40 415 1,08 388 0,99 362 0,97 302 0,81 229 0,62
20X2,5 137 0,42 444 1,42 415 1,31 375 1,15 269 0,88 255 0,85
20X3,5 140 0,44 435 1,77 415 1,71 366 1,57 295 1,23 266 1,14
20X5 137 0,47 444 2,12 420 2,00 392 1,83 301 1,52 275 1,36
20X6 143 0,51 444 2,35 426 2,28 388 2,08 302 1,69 269 1,48
35 149 0,49 444 1,08 388 0,94 321 0,75 241 0,59 212 0,50
35X1,5 174 0,52 514 1,65 477 1,52 429 1,37 363 1,21 262 0,85
35X2,5 174 0,53 504 1,94 469 1,85 436 1,70 388 1,57 277 1,19
35X3,5 179 0,56 495 2,45 464 2,29 444 2,20 415 2,08 285 1,40
326
Продолжение табл. 1
Варианты термической обработки
Сталл 1 II III IV V VI
НВ Еог НВ Еот НВ еот НВ еот НВ £от НВ сот
35X5 170 0,59 507 3,22 477 2,90 444 2,65 415 2,42 269 1,64
35X6 179 0,61 514 3,33 477 3,11 444 2,88 401 2,60 269 1.88
55 170 0,69 601 1,55 477 1,32 363 1,04 321 0,89 255 0,74
55X1,5 187 0,73 601 2,18 534 1,99 514 1,89 363 1,70 293 1,06
55X2.5 197 0,75 601 2,62 524 2,26 507 2,23 363 1,58 255 1,42
55X3 187 0,77 589 2,85 567 2,71 477 2,44 388 2,08 285 1.66
55X4,5 187 0,80 589 3,20 477 2,76 444 2,58 415 2,46 285 2,04
55X5,5 192 0,84 578 3,68 477 3,19 444 3,05 415 2,86 261 2,13
75 207 1,12 601 1,76 578 1,74 477 1,52 311 1,08 285 0,98
75X1,5 207 1,15 601 2,42' 555 2,23 415 1,78 388 1,63 341 1,42
75X2,5 201 1,14 601 2,96 578 2,80 514 2,52 415 2,13 321 1,77
75X3,5 207. 1,17 601 3,42 567 3,25 524 3,07 401 2,46 331 2,20
75X4.5 201 1,18 601 3,88 555 3,65 514 3,44 401 2,94 341 2,68
75X5 207 1,21 601 4,17 555 3,93 477 3,75 415 3,60 341 2.94
20ХЗГ 121 0,46 444 1.68 415 1,60 375 1,50 261 , 1.19 255 1,16
35ХЗГ 170 0,61 495 2,36 477 2,22 461 2,18 429 2,07 293 1,53
55X3 Г 179 0,92 578 2,72 567 2,68 477 2,41 401 2,15 311 1,89
75ХЗГ 207 1,25 601 3,35 578 3,26 444 2,75 363 2,43 321 2,31
35X3 Г2 187 0,72 555 2,45 495 2,28 461 2,13 401 1,95 288 1,56
55ХЗГ2 241 1,09 601 2,72 555 2,61 514 2,49 477 2,39 363 2,11
75ХЗГ2 241 . 1,33 627 3,33 601 3,28 ?78 3,16 444 2,80 341 2,52
40ХГС 170 0,64 505 1,58 429 1,35 375 1,25 302 .1,14 262 1,03
60ХГС 269 0,81 578 2,70 544 2,54 505 2,45 421 2,31 302 1,63
хгс 269 1,03 590 3,91 578 3,30 566 3,78 444 3,33 388 3,03
55С2 262 0,75 578 1,10 461 1,00 444 0,97 321 0,90 277 0,84
55Н2 201 0,77 578 1,47 477 1,32 450 1,24 352 1,08 264 0,92
2. Относительная износостойкость в абразивной массе еот сталей при различных вариантах изотермической обработки 119|
Варианты изотермической обработки
Стали VII VIII IX X
НВ £от НВ еот НВ еот НВ сот
У10 415 1,65 415 1,63 388 1,60 —
У12 415 2,31 415 2,31 401 2,30 388 2,29
65Г1.5 555 1,81 429 1,72 341 1,66 —
65Г2 578 1,98 444 1,92 352 1,81 — —
35X3.5 — — — 444 2,78 388 2,67
35X5 — —. — — 461 3,41 444 3,36
35X6, — — 477 3,71 444 3,64 — —.
55X1.5 — —- 514 2,53 477 2,37 429 2,15
55X2,5 — •— 514 2,82 477 . 2,66 401 2,36
55X3 —• — 514 3,14 477 2,87 429 2,63
55X4.5 514 3,63 477 3,44 ‘461 3,27 444 3,25
55X5,5 524 4,17 495 4,07 477 4,02 461 3,95
75X1.5 578 3,12 514 2,82 477 2,65 461 2,60
75X2.5 555 3,46 514 3,22 495 3,13 461 2,96
75X3.5 601 4,44 545 4,09 477 3,72 461 3,65
75X4,5 555 4,57 514 4,32 477 4,12 461 4,01
75X5 555 4,90 514 4,62 477 4,37 461 4,28
55ХЗГ 514 3,26 495 3,15 477 2,94 429 2,91
75ХЗГ 601 4,55 545 4,26 477 3,91 461 3,84
55ХЗГ2 555 3,48 514 3,32 477 3.18 429 3,06
75ХЗГ2 601 4,64 555 4,47 514 4,25 477 4,12
40ХГС 444 2,00 388 1,90 331 1,75 —
60ХГС 505 2,88 429 2,66 388 2,51 352 2,45
ХГС 555 4,50 495 4,22 444 4,01 388 3,82
327
I chipmaker.ru
3. Варианты термической обработки сталей, приведенные в табл. 1, 2 [19]
Варианты термической обработки Режимы термической обработки
I Нормальный отжиг. Нагрев на 50сС выше Л с, или .4cj, выдержка 30 мин и охлаждение с печью
И Закалка от температуры на 50°С выше .4с, или Ас, и отпуск при температуре 170°С
III Закалка и отпуск при температуре 300'С
IV То же 400 С
V » 500'С
VI » 600гС
VII Изотермическая обработка от температуры на 70'С выше Ас, или Лс, в ванне с температурой 230 — 24р°С
VIII Изотермическая обработка в ванне с температурой 270—28О°С
IX То же 310- 320°С
X » . 380 —4О0°С
Износостойкость пластмасс в абразивной массе имеет тенденцию к уменьшению с ростом их модуля упругости в отличие от металлов, где имеет место обратная зависимость. Данные об износостойкости некоторых пластмасс, полученные при испытаниях в абразивной массе, а также другими методами, приведены в табл. 4 (за эталон принят полиметилметакрилат).
4. Относительная износостойкость пластмасс сот
(по данным М. М. Тенснбаума)
Относительная износостойкость при испытании
Материал на шкурке на приборе ПВ-7 на сетке
Корунд Кварц
Полиметилметакрилат 1,00 1,00 1,00 1,00
Фторопласт-4 1,09 0,97 3,1-4,9 2,17
Полиэтилен ПЭВД 3,57 1,40 1,86-2,15 1,43
» ПЭНД 2,33 3,04 3,86-8,05 1,85
Капрон 10,00 2,36 9,3-12,6 33,3
Полиамид П-68 2,5—6,25 2,42 7,9-9,9 3,0-83,0
Полистирол 1,96 0,98 0,69 0.024
Винипласт 1,41 1,12 1,7-2,8 0,72
Вулколан 12,50 27,30 84,00 100.00
Эбонит 1,37 — 2,55 50,00
Сталь СтЗ 25,00 9,70 31,50 —
’ Ряды износостойкости синтетических минеральных материалов соответствуют порядку их расположения по микротвердости. Материалы на основе карбида кремния- обладают исключительно высокой износостойкостью при безударном абразивном воздействии. Подобные сведения об износостойкости наплавочных материалов приведены в работах [9, 16]. Рекомендации по электродам для наплавки вручную имеются в ГОСТ 10051—75, а по проволокам для автоматической наплавки в ГОСТ 10543-75.
Изнашивание детален трущихся сопряжений при наличии в контакте абразивных частиц. Несмотря на постоянное совершенствование средств защиты (воздушные и масляные фильтры, уплотнения), практически редко удается предотвратить попадание абразивных частиц в зазор пары трения. Кроме того, многие машины имеют открытые узлы. Абразивное воздействие оказывают также в некоторых случаях продукты износа.
С увеличением концентрации и размера абразивных частиц, попадающих в зазор трущихся сопряжений, их износ увеличивается. Особую роль в данном
328
Рис- 3- Зависимость условных напряжений от размера d кварцевых зерен при сжатии между пластинками разной твердости (по данным М. М. Тенен-баума):
1 — обе пластинки из твердого сплава ВК2; 2 — твердый сплав ВК2 — стеклопластик АГ-4В; 3 — обе пластинки из сгали 45 твердостью 210 кгс/мм2
случае играет механическая прочность абразивных частиц, так как износ тяжело-нагруженных сопряжений связан с их интенсивным дроблением [8, 11, 27]. Чем прочнее абразивная частица, тем больше глубина ее внедрения до разрушения и связанный с этой глубиной внедрения износ. Механическую прочность — условное напряжение сг определяют как а = 4N/nd2 (N — разрушающая единичное абразивное зерно нагрузка; d — диаметр частицы). Величина сг увеличивается с уменьшением размера абразивных частиц вследствие так называемого масштабного эффекта и уменьшением твердостей поверхностных слоев сопрягаемых поверхностей (рис. 3). Дробление частиц не наблюдается в контакте сталь — пластмасса, так как зерно почти полностью внедряется в' пластмассу, чем достигается снижение абразивного воздействия в таких сопряжениях как подшипники скольжения с вкладышами из пластмассы и резины, пылезащитные уплотнения [22].
Следствием интенсивного дробления абразивных частиц в контакте зубчатых передач, подшипников качения, тяжелонагруженных шарнирных соединений является весьма слабая зависимость износа от внешней нагрузки (в некоторых случаях — независимость), так как напряжения в контакте определяются механической прочностью частиц [5, 27, 28,. 29]. В области небольших давлений, а также в сопряжениях сталь — пластмасса износ значительно повышается с увеличением внешней нагрузки. У элементов пар трения качения (зубчатых, фрикционных передач, подшипников качения) износ линейно увеличивается с ростом проскальзывания. Интенсивность изнашивания слабо зависит от скорости вращения шарнирных соединений, подшипников качения, тихоходных и среднескоростных зубчатых передач [27]. Важным обстоятельством является взаимное влияние твердостей сопрягаемых деталей на их износ: с увеличением твердости поверхностных слоев уменьшается износ данной и сопрягаемой детали.
Гидро- и газоабразивное изнашивание под действием движущихся твердых частиц, увлекаемых потоками газа или жидкости, имеют много общего. Износ зависит от скорости удара частиц и угла наклона вектора этой скорости к поверхности изнашиваемой дезали (угла атаки.аД Кроме того, на износ влияет концентрация абразивных частиц, их форма, твердость, динамическая прочность, а также физико-механические свойства изнашиваемых материалов.
Интенсивность изнашивания по массе (потеря массы, соответствующая 1 кг абразива, попавшего на деталь) связана со скоростью частиц: /9 = kvm, где к — коэффициент, зависящий от свойств •изнашиваемого и абразивного материала, а также угла атаки. Величина т для v < 100 м/с имеет устойчивые значения; для более высоких скоростей изменяется в более широких пределах. Для стали СтЗ величина т составляет 2,3, для закаленной стали 45 — 2,5, для белого чугуна — 2,8, базальта —2,9 [10, 14, 22, 30, 31]. Зависимость износостойкости от угла атаки в большинстве случаев выражается кривой с минимумом, соответствующим критическому углу атаки (акр); его величина для хрупких неметаллических материалов
329
I chipmaker.ru
близка к 90°, а для металлических сплавов уменьшается по мере повышения ик пластичности и составляет для мягкой стали — 30 — 40°, для закаленной — 50 — 70° [10, 14, 31]. Величины т и к могут изменяться при разных условиях эксплуатации деталей [14, 22, 32].
С увеличением концентрации абразивной струи интенсивность изнашивания может и падать в связи с интенсификацией, экранирующего эффекта при отражении частиц [И]. Исключение составляют резины, которые при высоких концентрациях нагреваются и изнашиваются сильнее [14]. С увеличением размера частиц интенсивность изнашивания в воздушной среде монотонно увеличивается до размера 150 мкм, после этого размера наблюдаются самые разнообразные зависимости [14].
Присутствие влаги интенсифицирует абразивное изнашивание: сначала резко (до содержания влаги 1 — 1,5%), а затем более медленно. В воздушной среде в диапазоне температур +20—|-400°С интенсивность изнашивания изменяется незначительно, в нейтральной среде остается постоянной. При температурах, больших 400 — 500сС, интенсивность изнашивания резко возрастает [11, 14]. С увеличением Температур интенсивность изнашивания металлических сплавов сильно зависит от химической агрессивности среды.
Влияние свойств материалов на интенсивность изнашивания в общем такое же как и в предыдущих случаях лишь при небольших углах атаки. При больших углах атаки (аа > 45 + 55°) закономерности изменяются, происходит резкое сужение и инверсия рядов износостойкости. Если обычно твердая термообработанная сталь при малых углах атаки более износостойка, чем сталь меньшей твердости, то при <ха > 45° часто бывает наоборот.
На рис. 4 показана гпдроабразивная износостойкость материалов при малых углах атаки (ota = 10°), полученная на приборе ПВ-12 [22] с v = 37 м/с. Данные по газоабразивной износостойкости материалов приведены в табл. 5—8.
Использованием высокотвердых металлических сплавов и наплавок можно достичь существенного эффекта при Нм > На. Некоторое повышение износостойкости можно получить также, если твердость абразива лишь незначительно превышает твердость материала (Яа/Нм < 1,6); в этом случае важную роль играет структура материала.
{^мин/нм*
1 10 100 1000 HV
Рис. 4. Износостойкость tag материалов в условиях гидроабразивного изнашивания при угле атаки а„ = 10° [22]:
□ — твердые сплавы; Д — минеральные материалы; • — металлы, х —сплавы цветных металлов; О — пластмассы; 1 — полиэтилен ПЭВД; 2 — полиэтилен ПЭНД; 3 — полипропилен; 4 — капрон; 5 — полиамид П-58; 6 — винипласт; 7 — капролои; 8 — СНП; 9 — полиметилметакрилат; 10 — полиформальдегид; 11 — полистирол; 12 — стекловолокнит АГ-4В; 13 — силумин АЛ9В; 14— латунь Л62; 15—латунь ЛНМцЖА6О-1-2-1-1; 16 — латунь ЛМцЖ55-3-1; 17 — бронза АЖ9-4; 18-серый чугун; 19 — сталь 45; 20 — сталь У12; 21 — сталь X12; 22 — чугун отбеленный; 23 — легированный чугун ИЧХ12М; 24 — наплавка релит+ сор-майт-1; 25—наплавка ОИ-8М; 26 —фарфор; 27 — сгекло оконное; 28 — ситалл; 29 — базальт; 30 — шлакоситалл
33»
5, Относительные объемные износостойкости некоторых сплавов и термообработанных сталей в струе сухого кварцевого песка 0,6-1,5 мм
при 1> = 82 м/с (но данным И. Р. Клейса)
Материал HV Износостойкость при а/
15 45 90
Сталь: СтЗ (эталон) 130 1,0 1,0 1.0
25Х2МФА 505 1,4 1.1 0,9
ЗОХМА 630 1,5 1.4 0.7
45 717 1,6 1,5 0,7
50ХФА 765 1,6 1.4 0.7
60С2А 960 2,1 1,8 0,8
У8 980 2,3 1,9 0,9
Сормайт-1 630 1,9 1,3 0.9
Белый доэвтектический чугуи 515 1,6 1,2 0,6
6. Относительные объемные износостойкости некоторых сталей
и белых чугунов в струе абразивных частиц 0,3-0,4 мм разной твердости при и = 100 м/с (по данным -И. Р. Клейса и Т. А. Пателя)
Материал HV Кварц ~ 1100 HV при Стекло ~ 500 HV при о£ Известняк ~ 160 HV при а/
30 90 30 90 30 90
Сталь: 45 (эталон) 175 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1.0
IUX15 224 1,2 1,3 1,3 1,4 1,6 1.5
ШХ15 463 U 0,9 1,7 1,9 3,3 2,3
ШХ15 604 м 0,8 2,8 2,4 «—> з,«
Ц1Х15 770 1,3 0,6 13,6 5,6 — 3,0
Белый доэвтектический чугун 510 0,9 0,5 21,5 9,4 4,6 3,0
Легированный белый чугун 15-3 (2,8% С; 0,8% Si; 0,8% Мп; 15% Сг; 2.8% Мо) 620 1,0 0,6 41,7 14,7 6,3 1 3,8
Сталь У8 860' 1.0 0,7 10,3 6,7 3,4 3,0
Примечание. Абразивности, определенные на стали 45, составляют для кварца, стекла и известняка соответственно 1520; 2180 и 6 мг/кг при а, = 30ч и 1003; 1324 и 2,5 мг/кг при аа = 90°.
Применение резин тем выгоднее, чем ниже скорость удара и концентрации абразивных частиц в струе и чем больше угол атаки [14].
Хрупкие неметаллические материалы хорошо противостоят износу при малых аа, низких скоростях и мелком абразиве [11]. Эти материалы являются особенно ценными тогда, когда изнашивание происходит в химически активных средах [14].
Особый случай представляет гидроабразивное изнашивание при кавитации, происходящее при одновременном воздействии на материал потоков жидкости, абразивных частиц и кавитационных гидроударов. Закономерности этого случая изнашивания изложены в работе [13].
Изнашивание при ударе о монолитный или незакрепленный абразив. Данных об износостойкости материалов при этом виде изнашивания недостаточно. Интенсивность изнашивания существенно зависит от энергии удара детали: с повышением ее износ возрастает сначала линейно, затем более медленно [6, 20, 24]. Данные об относительной износостойкости материалов [24], полученные при
331
chipmaker.ru
7. Относительные объемные износостойкости сталей и чугунов в струеразных абразивных материалов при v = 100 м/с
(по данным И. Р. Клейса и Т. А. Паппеля)
Материал HV Кварцевый песок 0,6—0,8 мм при Известковый порошок 0,3—1,3 мм «« Смесь 90% кварца + + 10% известняковой пыли а°
30 9« 30 90 30 90
Сталь: 45 (эталон) 177 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
08Х18Ш0Т 195 1,0 0,7 0,8 0,8 1,0 0,8
10Х14Г14Н4Т (ЭИ711) 224 1,1 0,7 1,0 0,8 1,1 0,8
ШХ15 224 1,3 1,1 1,6 1,5 1,3 1,1
15Х25Т 242 1,0 1,0 0,8 0,8 1,0 0,9
08Х17Н5МЗ 346 1,1 0,7 1,3 1,1 1,1 0,7
Белый доэвтектический чугун 526 1,4 0,7 4,6 3,0 1,4 0,8
Белый чугун 15-3 (15% Сг, 3% Мо) 614 1,8 0,9 6,3 3,8 2,0 1,2
Сталь У8 864 1,5 0,8 3,4 3,0 1,5 1,0
Примечание. Интенсивность изнашивания эталонного материала в струе кварцевого песка составляла 820 мг/кг (аа = 30°) и 720 мт/кг (аа = 90"), в струе известняковых частиц эти цифры соответственно 9, 3 и 3, 0 мг/кг, а в случае смеси абразивов 790 н 800 мг/кг.
8. Относительные объемные износостойкое! н спеченных твердых сплавов типа ВК при скорости удара 165 м/с (фракция абразива 0,4-1,0 мм) (по данным И. Р. Клейса)
.Марка сплава HV Стекло при СК® Кварца при а? Электрокорунд при
45 90 45 90 45 90
вкз 1610 420 204 78 47 6,6 6,9
ВК6 1480 465 178 91 62 ' 4,7 5,0
ВК9 1350 238 143 . 51 44 3,3 2,4
ВК15 1185 193 132 27 19 2,1 1,3
ВК25 920 136 51 5,8 4,0 1,4 0,8
СтЗ 130 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0
Примечание. Интенсивности изнашивания эталона СтЗ составляли при аа = 45° в струе стекла 278, кварца —116 и электрокорунда — 256 мм3/кг и при ota = 90° соответственно 155, 84 и 112.
ударе и трениИ| об электрокорундовую шкурку 4АЗ зернистостью 180 иа машинах УАМ и Х4-Б, приведены в табл. 9 (эталон — сталь СтЗ, Ш7150).
Для трения с небольшими нагрузками и скоростями по жесткозакрепленному прочному и твердому абразиву [24]
U —
v HV0’
где Uv — объемный износ; s — путь трения; А —нагрузка, HV0 — начальная твердость металла на вдавливание пирамиды; d — размер абразивных зерен; к — коэффициент, зависящий от абразивных свойств истирающей поверхности, условий испытаний и способа крепления образца.
Анализ и оценку скорости изнашивания (мкм/ч) тяжелонагруженных элементов пар трения качения (зубчатых, фрикционных передач, подшипников качения) можно производить [27], исходя из условий абразивного воздействия А, физико-механи-
332
9. Относительная износостойкость материалов еот при ударе (машина У AM) и трении (машина Х4-Б) о жесткозакрепленные абразивные частицы [24]
Материал Термообработка HV еот на машине
УАМ Х4-Б
Медь — 075 0,51 0,51
Никель — 130 0,85 0,85
Молибден — 282 1,84 1,85
Вольфрам — 425 2,83 2,82
СтЗ (0,16% С) —. 150 1,00 1,00
>— Отожженная 169 1,13 1,12
Нормализованная 212 1,20 1,22
Сталь 45 (0,45% С) Закалка, отпуск при 150°С 620 1,79 1,79
Закалка, отпуск при 335DC 453 1,51 1,54
Закалка, отпуск при 450°С 370 1,43 1,42
Отожженная 186 L25 1,24
Сталь У8 (0,83% С) Закалка, отпуск при 150°С 795 2,11 2,14
Закалка, отпуск при 300°С 615 1,91 1,86
Сталь У12 (1,1% С) Отожженная 210 1,37 1,39
То же Закалка, отпуск при 150’С 840 2,48 2,45
Нормализация при 1050°С 192 1,94 1,26
Сталь СН2 ' Нормализация при 1050°С,
обжатие 72,2% 540 1,90 1,19
Сталь 20Х18Н9 Закалка с 1100°С 220 2,27 1,41
Сталь ЛГ13 Закалка с 1080°С 256 2,56 1,68
Сталь Х12Ф1 Закалка в масле с 1050“С 865 2,14 2,85
Закалка в масле с 1200’С 456 3,80 3,01
Закалка в соляной ванне (550°С) 468 3,80 3,08
Чугун СЧ 21-40 — 348 1,08 1,17
Чугун отбеленный
(3,2% С; 1,07% Si)’ — 354 1,74 2,14
Базальт-диабаз — 840 0,11 0,48
Кремень** 1 — 934 0,63 0,87
Ситалл *2 * * — 845 0,30 1,33
*• Нзюмское месторождение.
*2 Белый.
ческих свойств материалов М1(2), геометрических и кинематических параметров сопряжения Кц2)'-
гг - 4 1П2
01(2)-9-IV м ™1(2)
(1)
где А = д2/3К°’5<т2’5 (qa — концентрация абразивных примесей в воздухе или смазке, %; R — их средний радиус, мм; сг —предел прочности, кгс/мм2); М1(2) = = 6'1(2)НВ*(2)НВ2(1) (5j(2) — характеристика пластичности поверхностных слоев — относительное удлинение при разрыве, %; t — коэффициент контактно-фрикционной усталости); К1(2) =1/р* и1(2), где р* = -Р1Р-2-приведенный радиус кри-
.1’1 + г2 Pi + P2
визны сопрягаемых поверхностей, мм; vt, v2 — скорости скольжения сопрягаемых поверхностей, м/с;'И1(2) — число нагружений в минуту. В этих соотношениях индекс 1 относится к изнашиваемой поверхности, а 2 — к сопрягаемой. Преобразованием К1(2) к виду, учитывающему параметры конкретной пары трения, можно получить соотношения для оценки ее элементов. Для зубьев шестерен зубчатых передач [2/] значения К приведены в табл. 10.
В табл. 10 приняты следующие обозначения: т — модуль, мм; Zi и z2 — числа зубьев шестерни и колеса; а и a.w — углы зацепления; р — угол наклона зубьев;
333
chipmaker, ru
10. Значения К для зубчатых передач
Передача К
Эвольвентная: прямозубая [2m (z, + z2) sin a,]0-.5 y„nJ12)
косозубая Г 2m (z, + z2) sin a ]0,5 I cos p J
С зацеплением Новикова
— коэффициент профиля зацепления Новикова, равный отношению радиуса профиля зуба к модулю; у,, — геометрический коэффициент износа, учитывающий распределение его по линии зацепления; /зац и /см — коэффициенты варианта зацепления и способа подвода смазки для зацепления Новикова.
Для района полюса зацепления усредненная величина уи определяется как
( 1 \ ( 1
>ul1 j +Y “ Xl I + Ги21 Xi — j 3(Xz- Xi)
(2)
Величины и %2i определяющие точки начала й конца рабочего участка зацепления, находят по формулам
A22-4za. _ Vd^-dh
2aw sin ’ %2 1a„ sin aw ’
(3)
где и da2 — диаметры окружности выступов; dtl и dt2 — диаметры основных окружностей; а„ — межцентровое расстояние. Значения yMj и уи2 определяются при подстановке Zi и /2 в формулы:
для закрытых передач
ь = 1/х(1-х) • — (1х -1-; (4)
для открытых передач
У„=10^7) Y+ пЗ 5 f 7- (5)
Для зацепления Новикова
f -1 +1/Z. f = 1 I KisinaTri 7:)ац-*+|/ r . Jcm * + K1Sina±r’
где R, — радиус начальной окружности шестерни.
В этих формулах верхние знаки относятся к заполюсному варианту, а нижние — к дополюсному.
Для оценки износа но приведенным формулам величины <]а и R определяют путем взятия проб масел или исходя из запыленности воздуха. Некоторые данные о-величинах qa и R для редукторов ряда машин имеются в работах [3, 22, 27]. Данные по механической прочности о абразивных частиц см. на рнс. 3, в работах [«, П], а также могут быть получены на приборе конструкции Института машиноведения [8]. Геометрические параметры, входящие в эти соотношения, а также значения твердостей имеются на чертежах зубчатых передач. Данные о величинах
334
5 в t имеются в литературе по механическим и фрикционным свойствам материал лов [1, 15, 23]. Величина 5 может быть также определена неразрушающим методом [25].
Пример 10. Оцепить скорость иэвашиваиия зубьев зубчатой передачи с эвольвентным зацеплением z( = z2 = 18; m — f> мм; а„ = 20°; = <1а2 = 120 мм;
= dt2 — 101,5 мм; — 108 мм (изнашивается при содержании да = 1% абразива в смазке); кварцевая пыль R = 0,03 мм; о = 25 кгс/мм2. Материал сталь 40Х; HBt — НВг — 300 — 320; Ъ, = 62 = 12%, t = 1,5.
Частота вращения 300 об/мин.
Сначала определяем геометрические характеристики зуба шестерни, связанные с их износостойкостью. Для этого Z, и хг находим по формуле (3), уи; и уи2 по формуле (4), уи — (для райова полюса зацепления) — по формуле (2).
, |/1202 - 101,52 „, „„
7=1— л---------------— — 0.142:
Л1 2-108-0,342 ’
; 02О2 - 101,5*
*2 2-108.0,342 ’ ’
у„1 = ]/о,142 (1-0,142) .^-14А-(Г~А142).1. = 1,78; ун2 = |/О,858 (1 - 0,858) <j-^8sg)L _ о,26;
— 0,142
0,858
Л„г„ 1
Уи =
3 (0,858 - 0,142)
= 0,34.
По формуле (1) находим скорость изнашивания зуба шестерни 17,. Для этого, в выражение для А подставляем характеристики абразивного воздействия (qa, R, в JW, — физико-механические свойства материалов (8Х; t; HBit НВ2\ a для прямозубых передач определяем по формуле, приведенной в табл. 10, с учетом значений т; zt; z2; aw; уи1 = Ув2 (для района полюса зацепления), и2.
12/s(1O3°-5952i5
U, = 4 • 102 - [2 • 6 (18 + 18) 0,342]0-5 • 0,34 300 = 3,66 мкм/ч.
АХ. JaAJ
Повышение износостойкости деталей
Уменьшение абразивного изнашивания достигают конструктивными мероприя-. тиями [22, 27], снижением абразивного воздействия [22], выбором материалов и средств их упрочнения [1, 11, 20, 22, 26]. Для снижения интенсивности безударных видов износа в большинстве случаев необходимо обеспечивать высокую, твердость, сохраняя при этом достаточный уровень пластичности [2, 15, 22, 24, 26, 27]. Пластичность поверхностных слоев можно определять неразрушающим методом [25].
Для упрочнения сталей используют закалку с низким отпуском. Более высокую износостойкость по сравнению с обычной закалкой показывает изотермическая обработка [19]. Намного снижается износ после химико-термической обработки (борирования, цементации и др.), но при этом необходимо учитывать глубину упрочненного слоя. При обычной закалке с повышением твердости сталей значительно уменьшается их пластичность. Значительно меньшее снижение пластичности при тех же значениях твердости достигается при использовании высокотемпературной термомеханической обработки (ВТМО), которая приводит к новы-, шению абразивной износостойкости по сравнению с обычной закалкой [1, 26, 27].
Объектами ВТМО могут быть детали из различных марок машиностроительной и инструментальной стали. Оптимальная степень деформации для этих сталей составляет 25—40% [1, 26]. Представляет интерес высокотемпературная поверх-
335
chipmaker.ru
Рис. 5. Структурная диаграмма износостойкости сплавое [17]. Области износостойкости: I — высокой; II — средней; III — низкой (• — еот > 5; х 1 <. сот < 5; о ~ еот < 1)
ностная термомеханическая обработка, заключающаяся в нагреве поверхностного слоя до температуры аустенизации, его деформации и последующей немедленной закалке.
Эффект повышения износостойкости при ВТМО наиболее полно проявляется при работе деталей в более мягких условиях нагружения (трение о грунт, трущиеся сопряжения); при более тяжелых условиях (гидро- и газоабразивное изнашивание [22]) этот эффект почти не проявляется [1, 22, 26].
На абразивную износостойкость большое влияние оказывает структурное состояние материалов. Роль каждого компонента сплава можно приближенно оценить по структурной диаграмме (рис. 5), полученной при исследовании износостойкости материалов пресс-форм огнеупорного производства [17] в условиях высоких контактных давлений. Коэффициент устойчивости структуры кс, показывающий чувствительность ее к мартенситному превращению при износе, и эквивалент цементита Э (Fe3C), пока-можно определить как
зывающий количество и энергоемкость карбидной фазы,
кс = 240С + 45Мп + 35Cr + W + 25Мо + 10W;
Э (Fe3C) = Fe3C + 0,13Cr23C6 + 0,7СГ7С3 + 0,79Mn3C + 1.3WC +
+ l,9TiC + 2,0NbC + 1,8VC.
В этих соотношениях химические символы обозначают содержание в процентах указанных химических элементов.
Согласно диаграмме (рис. 5) износ снижают те легирующие элементы, которые образуют энергоемкие карбиды и способствуют получению нестабильной аустенитной структуры, претерпевающей мартенситн°е превращение при износе. Наибольшую износостойкость показывают нестабильные аустенитно-карбйдные и аустенитно-мартенситные сплавы [2, 17, 22].
Абразивные композиции и каменное .литье (диабаз, базальт) показывают высокую износостойкость в безударных условиях работы. В особо тяжелых условиях эксплуатации, где другие способы уменьшения износа не дают заметного эффекта, применяют дорогостоящие металлокерамические сплавы Т5К10, Т15К6, Т30К4, ВК6, ВКЗ. В литературе приводятся способы уменьшения абразивного износа методами наплавки [9, 16], электролитических покрытий [18], электроискрового и других способов упрочнения [71-
Список литературы
1. Бернштейн М. Л. Термомсханическая обработка металлов и сплавов, т. В. М, «Металлургия», 1968. 585 с.
2. Богачев И. Н. Кавитационное разрушение и кавитационностойкие сплавы. М., «Металлургия», 1972. 192 с..
3. Боголюбов ,Б. Н. Долговечность землеройных и дорожных машин. М., «Машиностроение», 1964. 224 с.
336
4. Богомолов Н. И. Методика и установка для испытаний на абразивное изнашивание. -В сб.: Методы испытания на изнашивание. М., Изд. АН СССР, 1962, с. 12—18.
'5 . Виноградов Г. В., Вишняков В. А. Абразивный нзнрс при трении качения,— «Известия АН СССР. ОТН. Механика и машиностроение», 1960, № 3, с- 89 — 98.
6. Виноградов В. Н., Сорокин Г. М., Коротков В. А. Методы испытания на изнашивание при ударе по сыпучему абразиву,—«Заводская лаборатория», 1968, № 6, с. 725—728.
7. Елизаветин М. А., Сатель Э. А. Технологические i-'пособы повышения долговечности машин. М., «Машиностроение», 1969. 399 с.
8. Жигаев В. Д. Прочность зерен кварцевого пескй- — «Машиноведение», 1971, № 1, с. 11-12.
9. Износостойкость и структура твердых наплавок. Мч «Машиностроение», 1971, 95 с. Авт.: Хрущев М. М., Бабичев М. А., Беркович Е. С. и др-
10. Кащеев В. Н., Глазков В. М. Изнашивание в потоке движущихся частиц,—В сб.: Методы испытаний на изнашивание. М„ Изд-во АН ССС’Р. 1962, с. 24—31.
11. Кащеев В. Н. Абразивное разрушение твердых тел- М., «Наука», 1970. 248 с.
12. Качалов Н. Н. Основы процессов шлифовки и полировки стекла. М., Изд АН СССР, 1946. 275 с.
13. Козырев С. П. Гидроабразивный износ металлов npi1 кавитации. М., «Машиностроение», 1964. 140 с.
14. Клейс И. Р. О некоторых закономерностях Ударного изнашивания. - «Вестник машиностроения», 1967, № 8, с. 52 — 54.
15. Крагельскнй И. В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1968. 420 с.
16. Лившиц Л. С., Гринберг Н. А., Куркумелп Э. Г. Основы легирования наплавленного металла.. М., «Машиностроение», 1969. 187 с.
17. Попов В. С., Брыков Н. Н., Дмитриченко Н. С. Износостойкость пресс-форм огнеупорного производства. М., «Металлургия», 1971. 160 с.
18. Прогрессивные методы термической и химико-термической обработки. Под ред. Ю. М. Лахтина и Я. Д. Когана. М., «Машиностроение», 1972. 268 с.
19. Серпик Н. М., Кантор М. М. Исследование изнашивания сталей при трении в свободном абразиве. — В сб.: Износ и трение металлов и пластмасс. М., «Наука», 1964, с. 29 - 52.
20. Сорокин Г. М. Влияние механических характеристик стали на ее абразивную износостойкость.—«Вестник машиностроения», 1975, № 5, с. 35^38.
21. Ткачев В. Ц. Износ и повышение долговечности деталей сельскохозяйственных машин. М., «Машиностроение», 1971. 264 с.
22. Тененбаум М. М. Сопротивление абразивному изнашиванию. М., «Машиностроение», 1975. 271 с.
23. Харач Г. М. Элементы расчета деталей на изнашивание. — В сб.: Износостойкость. М., «Наука», 1975, с. 91 — 111.
24. Хрущев М. М., Бабичев М. А. Абразивное изнашивание. М., «Наука», 1970. 272 с.
25. Южаков И. В., Ямпольский Г. Я., Калугин 1°- к- Способ контроля качества поверхностных слоев деталей строительных и дорожных машин. Укр. НИИНТИ. Информационный листок № 220, сер. «Дорожное строительство», Харьков, ХЦТИ, 1975. 4 с.
26. Южаков И. В., Надточиев А. Б., Андреев Ю. А. Термомеханическое упрочнение режущих органов дорожных машин. — «Строительные и дорожные машины», 1975, № 12, с. 28-29.
27. Ямпольский Г. Я., Крагельскнй И. В. Исследование абразивного износа Элементов пар трения качения. М„ «Наука», 1973. 63 с.
28. Avery Н. S. Wear resistance. Handbook of mechanical wear, Ann. Arbor. The University of Michigan Press, 1961. p. 17—21.
29. Normann T. E. Abrasive wear of metals handbook of mechanical wear. Ann. Arbor. The University of Michigan Press, 1961, p. 35—41.
30. Stauffer W. A. VerschleiB durch sand haltiges Wasser in hudraulischen Anlagcn. «Schweizer Archiv fur Angewandte Wissenschaft und Technik » Bd. 24, N 7 — 8, 1958, S. 218—223, S. 248-263.
31. Wellinger K. und Uetz H. Gleit-Spiil-und Strahlver^chleiB-Priifung. «Wear», vol. 1, N 3, 1957,
32. Siebel E. Handbuch der Werkstoffpriifung, Bd. 2, Berlin, 1955, S. 12 — 18.
chipmaker.ru
Глава 13
Трение в вакууме
Общие сведения
Условия работы узлов трения в вакууме характеризуются в основном малой скоростью восстановления окисных и адсорбционных пленок на поверхностях, а также худшим теплоотводом от узла трения. Указанные процессы происходят с разной интенсивностью в различных степенях вакуума. Критерием для разграничения степеней вакуума или состояний разреженного газа служит соотношение между средней длиной свободного пути молекулы газа между двумя столкновениями с другими молекулами (X) и линейным размером (d), существенным для
рассматриваемого процесса, т. е. —.
X-
В зависимости от отношения -j- различают четыре степени вакуума (табл. 1).
Перечисленным степеням вакуума соответствуют области давлений, указанные в табл. 1. Трудность получения вакуума и требования к узлам трения возрастают по мере перехода к областям с более низким давлением. .
ках указаны давления в мм рт. ст.
338
Ввиду значительного влияния углеводородных соединений на различные процессы в вакууме наблюдается тенденция различать вакуум «масляный» и «без-масляный». «Масляный» вакуум характеризуется в основном наличием в составе остаточных газов углеводородных соединений, «безмасляный» — их отсутствием.
Указанные в табл. 1 степени вакуума могут быть получены при помощи определенных типов вакуумных насосов.
На рис. 1 указаны степени вакуума и типы вакуумных насосов, обеспечивающие их получение. Основные параметры вакуумных насосов, которые целесообразно использовать при исследованиях трения, приведены в табл. 2.
1. Степени вакуума (области давлений) в зависимости от степени трудности их достижения [9]
Степень вакуума Низкий Средний К . 7*’ Высокий }> Сверхвысокий
Область давлений Па > 100 100-10-1 Ю-'-Ю*5 <10~5
ММ рг. ст. (примерно) > 1 1-ИГ3 10'3—10-7 < Ю-7
2. Основные параметры вакуумных насосов
Тип насоса Давление, Па Быстрота действия, л/с
полное остаточное
Водоструйные 100-665 (~ 10-50) — 0,1-300
С масляным уплотнением: 0,27-0,66 , (2-10-3-5-10-3) 0,5-500
одноступенчатые 2-6,6 (1,5-10-2—5-10~2)
двухступенчатые 0,66-2 (5-Ю’3-1,5 Ю’2) 10~3-6,6 -IO"2 (i-io^-s-io-4) 0,2-50
Двухроторные: 15-4-104
одноступенчатые 0,66 (5-10 3), 6,6-10 2 (5; Ю Л.
двухступенчатые 10~3- IO'2 (~ 10-5-10-*) 10^-10-3 (~10-6-10's) 5-50
Царомасляные I 5—2-10’
диффузионные 6,6 • Ю-4 6,6 • IO'5
высоковакуумные (~5 10-6) (-5-Ю*7) 100—2-10’
диффузионные 6,6 1 о-7 10 и
сверхвысоковакуумные (-5-10-9) (-10 ") 50-10*
Турбо молекулярные 10-7 10-9
Сорбционные: (~ IO"9-ю-П) 1-10
адсорбционные — ю-’-ю-3
испарительные геттерные: - (- кг3-кг5) ю~7-ю-" (~ 10-9-ю-В) 2—2’104
ионно-геттерные — ~10~7- 10~" (IO"9-ю-13) 2-5 IO4
магнитные электроразрядные — 10-7-10-9 (~ IO’9-IO*1 ]) 2-104
Криогенные:
кон денсацион н ые — 10-7-10“9 (- Ю-’-Ю;1’) 50-10’
криосорбционные ю ю-ю-13 (~ 10->2-10-15) 500-10’
Примечания: 1. Прочерк в таблице означает, что данный параметр не используется.
2. При размещении элеменюв сорбционных и криогенных насосов на стенках откачиваемого объема быстрота действия может составить миллионы л/с.
3. В скобках даны значения давлений, выраженные в мм рт. ст.
339
chipmaker.ru
. Некоторые характеристики отечественных вакуумных масел 1?|
340
Примечание. В скобках даны значения дав.тепия, выраженные в мм рт.
В насосах с масляным уплотнением, двухроторных, турбомолекулярных и паромасляных насосах широко применяют вакуумные масла. Масло, используемое в вакууме, должно удовлетворять определенным требованиям (например, заданной кинематической вязкостью, теплотой парообразования и др.), основным из которых является низкое давление пара. Основные характеристики вакуумных масел даны в табл, 3. Эти масла можно в определенных условиях использовать для смазки механизмов, работающих в вакууме.
Существенным недостатком большинства из указанных насосов является возможность проникновения масляных паров в откачиваемый объем.
Наиболее перспективными из сорбционных насосов для получения сверхвысокого вакуума при изучении трения в узлах с небольшим газовыделением являются магниторазрядные насосы. Они просты и надежны в эксплуатации, бесшумны в работе, обладают большим ресурсом работы (~104 ч) и высоким давлением запуска (1СГ2 мм рт. ст.), что позволяет их использовать в сочетании с адсорбционными насосами.
При исследованиях трения в узлах с большим газовыделепием в условиях сверхвысокого вакуума наиболее целесообразно использовать криогенные насосы.
Основным преимуществом криогенных насосов является большая быстрота откачки. Это позволяет получить сверхвысокий вакуум без прогрева установки и использовать для герметизации разъемных соединений уплотнители из резины.
Требования к узлам трения
Следует различать требования к узлам трения механизмов, функционирующих в условиях вакуума космического пространства и в условиях вакуума, создаваемого вакуумными насосами в герметизированных объемах вакуумного оборудования. Это различие обусловливается прежде всего тем, что космическое пространство может рассматриваться как идеальный «насос» с неограниченной быстротой откачки, н то время как у вакуумных насосов быстрота откачки ограничена. Кроме того, требования к узлам механизмов, работающих в условиях космического пространства, устанавдивавэтся, исходя из специфических условий их эксплуатации, определяемых такими факторами космического пространства, как различного рода излучения, сверхнизкая или высокая температура и т.п.
Требования к узлам трения механизмов, функционирующих в условиях вакуума герметизированных объемов оборудования, определяются с учетом сложности получения и поддержания аакуума, особенно высокого и сверхвысокою, высокой стоимости вакуумных насосов и аппаратуры для измерения и контроля.
Выполнение этих требований обеспечивает возможность получения нужного вакуума в течение более короткого времени откачки, позволяет использовать при всех прочих равных условиях для откачки менее производительные, а следовательно, более дешевые вакуумные насосы и получать более низкие давления.
Эти требования можно подразделить на требования к материалам, конструкции и вакуумной гигиены.
Требования к материалам. Материалы, используемые в узлах трения механизмов вакуумного оборудования, должны обладать минимальными гааовыделением и пористостью, низким давлением паров, термо- и коррозионной стойкостью.
Газов ы деление. Материалы и изделия в вакууме выделяют значительное количество тазов и паров, содержащихся на поверхностях их стенок и внутри. Количество и состав выделяющихся газов зависит от предыстории материалов. Они могут поглощаться материалом при его изготовлении и при контакте материала с окружающей средой. Для оценки общего потока газовыделения, поступающего от узла трения в вакуумную систему, необходимо знать скорость удельного газовыделения материала. Она представляет собою количество газа, выделяющегося с единицы поверхности или массы в единицу времени. Скорость
341
chipmaker.ru
4. Скорость удельного газовыделения с поверхности металлов при комнатной температуре
Материал Предварительная обработка материала Скорость удельного газовыделения Длительность откачки, после которой производилось измерение, ч
м3 • Па/(м2 • с) л. мм рт. СТ. (см2 * с)
Низкоуглеродистая сталь - 4,1 10 4 7,3 -10 5 3.09-10"7 5,5-10'8 1 6
После отжига в вакууме при 420'С 1,2-10-8 —4-10~8 9 10~,2-3 10п Практически постоянна
Нержавеющая сталь — 2,4 -IO’4 4,1 10~5 1,8-16-7 3,09 • 10*8 1 6
Необработанная 1.7-104 2,0 • 10 5 1,27 -10~7 1.48-Иг8 1 5
После отжига в вакууме при 400' С 1,2-10-8—4-10-10 9’10-'--3-10 13 Практически постоянна
Медь Необработанная 1.97 -104 6,45 1О5 1,48 Ю"7 4,85-10-8 1 5
После отжига в вакууме при 40б'С 9,3 109- 1,07-ПУ 10 7-Ю12 —8 - 1014 Практически постоянна
Латунь Травление, промывка в бензоле и ацетоне 1,97-Ю"5 1,54-10-6 1,48 10 8 1,16-IO'9 1 5
Промывка в бензоле и ацетоне 2,24-104 9,0 • 1ГУ 5 1,69-10 7 6,75-10-8 1 5
Необработанная 3,38-10"4 1,21 • 10"4 2,54 10 7 9,1 Ю'8 1 5
Дюралюминий Травление, промывка в бензоле и ацетоне 4,77’10-5 • 3,92 -JO-6 3,59-10 8 2,95- 10'9 1 5
Промывка в бензоле и ацетоне 2,82-Ю"4 1,41-10 4 2,12-107 1,06 -10“7 1 5
Н еобрабо тайная 5,64-10"4 1,92 КГ4 4,24 • 10~7 1,44 -10'7 1 5
Алюминий Никель Молибден Тантал Вольфрам - (4 -=- 9Ц0-6 (7 -=- 8) 10 (4,5 -ь 8,5) IO-6 6,0-10-6 1,3 НТ* -ф? о ! о С —Q5 сл % 7717? оо PS-мз'ТТ •|. .|.’1’^- 2
342
удельного газовыделения обычно выражают в -л. мм рт. ст./см2 • с. Значения скоростей удельного газовыделения различных материалов приведены в табл. 4 [9].
Следует отметить, что значения скоростей удельного газовыделения одного и того же материала, приводимые в разных литературных источниках, могут колебаться в широких пределах из-за различных методик ее измерения.
Общий поток газовыделения Q со стенок узла трения может быть определен по формуле Q = qA, где q — скорость удельного газовыделения; А — величина поверхности, обращенной в вакуумную полость.
Если узел трения выполнен из различных материалов, величина общего потока равна бумме потоков с поверхности каждого материала. Следует учитывать повышенное газовыделение стенок узла трения, периодически контактирующих с атмосферным воздухом, и влияние предварительной обработки поверхности (травление, злектрополирование, обезгаживание и т. п.). Зная скорость удельного газовыделения различных материалов, можно составить представление о диапазоне давлений, в котором целесообразно применять тот или иной материал в узле трения в рабочем объеме вакуумного оборудования, и о стоимости его откачки. В качестве иллюстрации в табл. 5 приведена быстрота откачки вакуумного
5. Быстрота откачки вакуумного насоса, необходимая для откачки различных материалов с суммарной поверхностью 1 см2 до давления р
Давление р в рабочем объеме^ мм рт. ст. Быстрота откачки, л/с, для материалов
плексиглас тефлон нержавеющая сталь нержавеющая сталь после прогрева в вакууме при 400е С ’
кг6 4 • Ю2 ЗЮ"1 2- 10-1 9 10б
10-1 ' 4-103 3 э 9 -10 5
10-* 4 104 3 10 2 10 9-10“?
10-» 4 105 ЗЮ2 2 102 9-10-
насоса, необходимая для обеспечения в герметизированном объеме вакуумного оборудования давления р при размещении в нем различных материалов с суммарной поверхностью, равной 1 см2. При этом скорости газовыделения плексигласа, тефлона, нержавеющей стали и нержавеющей стали после отжига в вакууме при 400°С приняты соответственно равными 4-Ю-4, 3-10-7, 2-Ю'7 и 9 -10*12 л. мм рт. ст./(см2 • с). Из табл. 5 видно, что для откачки плексигласа с поверхностью, равной 1 см2, до давления 10'6 мм рт. ст. необходима быстрота откачки вакуумного насоса, равная 400 л/с. Для ее обеспечения при «масляной» системе откачки потребуется два высоковакуумных агрегата ВА-05-4, стоимость каждого из которых превышала в 1975 г. 500 р. При «безмасляной» системе откачки потребуется два турбомолекулярных насоса ТМН-200 или два магнито-разрядных насоса типа «НОРД-250», причем стоимость каждого из указанных типов насосов в 4—6 раз выше стоимости агрегата ВА-05-4.
Газовыделение Твердых слоистых смазок. При выборе твердых смазок, предназначенных для работы в вакууме, величина удельного газовыделения и состав его продуктов являются важнейшими характеристиками. Сравнительно высокая скорость -испарения и состав продуктов жидких и консистентных смазок ограничивают их применение в большинстве узлов трения, работающих в вакууме.
Малая величина газовыделения твердых смазок позволяет использовать нх при высоких температурах в условиях высокого и сверхвысокого вакуума.
В условиях сверхвысокого вакуума и постепенного освобождения поверхностей трения от пленок за счет газовыделения и истирания облегчается взаимодействие между продуктами газовыделения твердой смазки и металлом ювенильной поверхности. Такой способностью к взаимодействию обладают сера, селен, водород. В одних случаях это благотворно сказывается на условиях трения и износа, в других может привести к охрупчиванию поверхностного слоя и увеличению износа.
343
chipmaker, ru
и при их трении в условиях вакуума
Рис. 2. Характеристики газовыделеиия некоторых смазок в вакууме 10~6 мм рт. ст.
На рис. 2 показаны кривые газовыделеиия некоторых твердых смазок и самосмазы вающихся материалов [14]. Диселениды вольфрама и ниобия не только имеют низкое газовыделение, но и более теплостойки по сравнению с другими твердыми смазками.
Газовыделение при трении. При различных видах механического взаимодействия твердых тел, в том числе наблюдается повышение газовыделеиия,
следствием которого являются увеличение давления и изменение состава остаточной газовой среды вакуумного объема. На графиках рис. 3 показано, что газовыделение при трении нестабильно [14]. На кривой газовыделеиия можно выделить три этапа: начальный, когда газовыделение невелико и изменяется в небольших пределах; этап интенсивного газовыделеиия с резкими изменениями количества выделяющегося газа и этап устойчивого газовыделеиия.
На графике кривая силы трения проходит симбатно по отношению к кривой
газовыделеиия, т. е. можно выделить также три стадии: начальную, когда сила трения плавно и незначительно увеличивается; переходную, для которой характерны резкие скачкообразные изменения силы трения, и стадию устойчивого трения. Износ поверхностей трения увеличивается по мере перехода к третьей стадии. Сопоставление характера износа элементов пары трения с ходом кривых силы трения и газовыделеиия позволяют сделать вывод о том, что начальная стадия
связана с постепенным изнашиванием защитных окисных пленок на поверхности металла. Изнашивание и разрушение окисной пленки приводят к увеличению выхода газа из металла, а также к увеличению силы трения и износа.
Газовыделение дисульфида молибдена в зависимости от температуры, развиваемой при трении, можно наблюдать у металлокерамики с рабочим слоем твердой смазки. В металлокерамике твердая смазка MoS2 находится в «чистом» виде без связующего (материалы, применяемые в качестве связующего, характеризуются, как правило, большим газовыделением и имеют сложный спектр).
На рис. 4 даны следующие графики: изменения среднего остаточного давления р(Э), коэффициента трения в высоком вакууме, изменения парциальных давлений при трении и при остановке узла трепня. По оси абсЦисс откладывается температура вблизи поверхности трения, по оси ординат: справа — коэффициент трения, слева — среднее остаточное давление и высота пика масс — спектра (А), которая
Рис. 3. Газовыделение при треиии углеродистой стали 45 (скорость скольжения
0,24 м/с, вакуум
/О-7 .и.ч рт. ст):
I — зависимость изменения высоты масс — спектрометрического пика водорода во времени; 2 — кривая изменения силы трения
344
является характеристикой парциального давления отдельных компонент остаточных газов.
Как видно из графиков на рис. 4, трение сопровождается газовыделением. Спектр газов характеризуется массами 2, 18, 28, 44, соответствующими Н2, Н2О, N2 + СО, СО2. Эти газы сорбируются в объеме и на поверхности образцов во время пребывания на воздухе. При повышении температуры трения на поверхности образца газовыделение увеличивается, рост обусловлен в основном выделением паров воды. В спектре также наблюдается масса 64, которая принадлежит сернистому ангидриду SO2. Известно, что MoS2 на воздухе в присутствии паров воды быстро и легко окисляется.
В процессе трения высвобождается ранее образовавшийся окисел серы. Установлено, что при первом нагревании необезга-
Рис. 4. Изменение коэффициента трения, газовыделеиия и состава выделяющихся газов при трении металлокерамики с рабочим слоем MoS2 в зависимости от температуры
MoS2 на серу и молибден.
женного материала наблюдается рост пика с массой 64 до ЗООСС, при дальнейшем нагревании величина пика массы 64 возвращается к первоначальному значению и при 800 С вновь быстро растет. Но рост лика массы 64 здесь связан с началом диссоциации
Исследование совместного действия трения и ультравысокого вакуума на газовыделение тефлона, наполненного 25% черной сажи, описано в работе [26]. В ней проведен анализ состава газов (табл. 6) и кинетика их адсорбции и конденсации с одновременной записью изменения давления.
Все молекулярные массы, найденные при трении тефлона, могут быть отнесены к осколкам молекул тефлона; причем было обнаружено, что время существования массы 69 (CF'3) более чем на порядок превышает время существования других масс. Расчет скорости и времени образования монослоя молекул газа показывает, что такой слой образуется за 1 ч на расстояний 10 см от подшип-, ника из тефлона при трении со скоростью 60 см/с. Толщина загрязняющих пленок менее чем в один монослой может вызвать значительные изменения в физических свойствах поверхности твердого тела. В связи с изложенным тефлон, несмотря на его прекрасные смазочные свойства, нельзя применять вблизи чувствительных
к загрязнениям охлаждаемых поверхностей в высоком вакууме.
Масс-спектрометрическое исследование продуктов газовыделеиия твердых сма-
зочных покрытий показывает, что в процессе трения последние дают характерные
для каждого типа покрытия продукты распада, которые являются следствием термомеханической деструкции пленкообразователя.
6. Состав газов, выделяющихся при трении тефлона
Молекулярная масса Высота пика в относительных единицах Состав Молекулярная масса Высота пика в относительных единицах Состав
31 6.0 CF 62 0.7 C,F,
50 1.5 CF, 69 2.5 CF,"
51 0,5 HCF, 81 0,2 СТ3
100 0,3 c2fJ
345
chlpmaker.ru
Пористость. Пористые материалы не рекомендуется использовать в вакууме. Они обладают высокой способностью поглощать жидкости, применяемые при промывке элементов узла трения перед их установкой в вакуумный объем. Жидкости, используемые при этой обязательной операции, могут содержать в себе различные загрязнения, растворенные в процессе промывки деталей. Эти загрязнения остаются в порах и являются источниками газовыделения. Кроме того, находясь при атмосферном давлении, пористые материалы хорошо поглощают газы и медленно выделяют их в процессе откачки. Применение пористых материалов может быть ограничено низким и средним вакуумом. В высоком и сверхвысоком вакууме их применение ограничено.
Давление пара. Одной из важнейших характеристик материала, определяющей возможность его использования в вакууме, является давление пара при максимальной температуре, имеющей место в эксплуатации или при его прогреве с целью обезгаживания. Согласно работе [1] давление пара должно быть на 2—3 порядка ниже предельного остаточного давления вакуумной установки.
Давление пара определяет скорость испарения материала, которая может быть рассчитана по формуле [5]
W = 5,833 -10-2р
! 9 ’
где W — скорость испарения, г/см2-с; р — давление пара, мм рт. ст.; М — молекулярная масса, г/моль; 9 — температура, К.
.Испарение материала и его конденсация на стенках элементов вакуумного оборудования может привести к выходу из строя электрических изоляторов, смотровых окон и отражателей. Необходимо иметь в виду, что в вакууме испаряются не только чистые металлы, но и прочно связанные компоненты сплавов. Согласно работе [1] в высоком вакууме из сплавов могут быть испарены компоненты с высокими давлениями паров. Так, например, можно испарить почти полностью цинк из латуни при ее нагреве в высоком вакууме в течение длительного времени. Такие металлы, как Cd, Zn, Mg, Bi, Sb, имеющие высокие давления паров при температурах прогрева сверхвысоковакуумных установок, не рекомендуется использовать, в узлах трения. Давления паров металлов при различных температурах приведены в табл. 7.
7. Давление паров металлов (мм рг. ст.) при различных температурах (С)
Металл Температура плавления, °C Давление, мм рт. ст.
10~7 10-6 10 5 10^* IO"3 10~2 io-1 100
Bi 271 (350) (400) 474 536 609 698 802 934
Cd 321 ( 95) (120) 148 180 220 264 321 —
Р — — — — (195) (220) (270)
РЬ 328 (360) (420) 483 548 625 718 832 975
Sn 232 (640) (730) 823 9?2 1042 1189 1373 1609
In 157 (520) (590) 667 746 840 952 1088 1260
Sb 630 (340) (395) 466 525 595 678 779 904
Zn 419 (140) (175) 211 248 292 343 405 —
В 2027 — — 1687 1827 1977 2157 2377 2657
Ti 1800 — — 1321 1431 1558 1703 1877 2083
V 1857 — — 1432 1551 1687 1847 2037 2287
Сг 1903 — 1062 1162 1267 1392 1557 1737
Co 1495 — — 1162 1262 1377 1517 1697 1907
Ni 1452 — — 1142 1247 1357 1497 1667 1887
Си 1084 — — 942 1032 1142 1272 1427 1622
Ga 37 — — 757 842 937 1057 1197 1372
Mo 2577 — — 1987 2167 2377 2627 2927 3297
As 961 — — 757 832 922 1032 1167 1337
Примечание. Цифры в скобках получены методом экстраполяции.
346
Термостойкость. Материалы, предназначенные для изготовления деталей узлов трения сверхвысоковакуумных установок, должны обладать термостойкостью, т. е. способностью выдерживать многократные прогревы до высоких температур. Прогрев установок производится при давлении 10~3—10 6 мм рт. ст. с целью уменьшения газовыделения материалов. Температура прогрева может достигать 450°С, длительность — до 50 ч. Для получения сверхвысокого вакуума • прогрев установок производится каждый раз после напуска в установку атмосферного воздуха.
Коррозионная стойкость. Для изготовления деталей узлов трения, функционирующих в условиях высокого и особенно сверхвысокого вакуума, целесообразно использовать материалы, обладающие повышенной коррозионной стойкостью, так как указанные материалы обладают меньшим газовыделением.
Если материалы предполагается использовать на космических объектах, то они к тому же должны обладать стойкостью к таким факторам космической среды, как различные виды радиационного облучения, воздействие метеорных частиц и др. В последние годы в приборостроении и машиностроении все шире применяют сухие смазки, самосмазывающиеся материалы и металлы с низким сопротивлением сдвигу. Это новый класс материалов, обеспечивающих низкое трение и износ в отсутствие жидких или консистентных смазок (см. гл. 9).
Требования к конструкции узла треиия. Конструкция узла трения вакуумных установок должна:
обеспечивать легкость монтажа и демонтажа узла, а также доступность к отдельным его элементам для очистки от загрязнении;
не иметь труднооткачиваемых карманов, соединенных каналами малой проводимости с основным вакуумным объемом, так как их наличие .значительно удлиняет время откачки до предельного остаточного давления, а порой исключает возможность его получения;
иметь минимальную величину общего потока газовыделения, поступающего в вакуумный объем со стороны узла трения как в стационарном состоянии, так и во время работы;
иметь высокую надежность, так как отказ узла трения может привести не только к безвозвратной порче обрабатываемого изделия или материала, но и к длительному простою дорогостоящего вакуумного оборудования из-за необходимости вскрытия вакуумной установки и повторной ее откачки;
иметь состав газов в общем потоке газовыделения, удовлетворяющий требованиям, предъявляемым к составу остаточных газов рабочего объема вакуумной установки.
Последнее требование особенно важно обеспечить при проведении ряда технологических процессов и научных экспериментов. Так например, при попадании углеводородных соединений в откачиваемые электровакуумные приборы, катоды этих приборов работают нестабильно, уменьшается срок службы й надежность работы прибора. Недопустимы они также в экспериментах по изучению термоядерных реакций и многих физических явлений на поверхности твердых тел.
Требования вакуумной гигиены в основном заключаются в следующем [3]:
1. Помещения, в которых производится изготовление и сборка узлов трения, не должны содержать в воздухе взвешенных частиц (пыли, копоти и т. п.), а также паров масел, кислот, щелочей и других химических реактивов и летучих жидкостей, 2. Все детали, поступающие на сборку, должны быть тщательно очищены от всех видов загрязнений (стружки, масла, краски, окисных пленок и т. п.).
3. Перед окончательной сборкой все детали должны быть обезжирены. Порядок обезжиривания:
а) промывка в бензине Б-70 не менее двух раз, при этом каждый раз должна производиться замена бензина. Мойка должна производиться до тех пор, пока в сменяемом бензине ие исчезнут следы загрязнений. Чистоту бензина можно
347
chipmaker.ru
проверить нанесением капли бензина на фильтровальную бумагу. Чистый бензин не должен оставлять жировых пятен на бумаге;
б) сушку производят при температуре 80—100°С в сушильном шкафу или обдувкой горячим очищенным воздухом до исчезновения запаха бензина.
4. Сборку деталей следует производить в перчатках из безворсистых тканей.
5. Время от момента окончания сборки до монтажа в вакуумную установку должно быть минимальным. Длительное хранение узлов рекомендуется производить в специальных вакуумных контейнерах.
Трение покоя
Преимущества фрикционных узлов с трением покоя
Благодаря малым смещениям при трении покоя тепловыделения, износ, и, что особенно важно, газовыделения фрикционного узла имеют пренебрежимо малые значения.
Фрикционные узлы, работающие без смазки в вакууме в режиме трения покоя, были впервые применены в импульсивных вводах движения (ИВД), предназначенных для передачи движения из атмосферы в вакуум [4]. Для обеспечения
этого режима элементы фрикционного узла совершают движение по замкнутой траектории и осуществляют взаимодействие в определенной последовательности. Схема движений элементов фрикционного узла ИВД показана на рис. 5. Из исходного положения I ведущий элемент 1 (захват) двигается в положение II, в котором зажимает ведомый элемент 2 (рейку) и вместе с ним передвигается в положение III, осуществляя подачу. В положениях II и III элементы образуют фрикционный узел, в котором имеет место трение покоя. Затем ведущий элемент отводится в промежуточное положение IV и возвращается в исходное положение I, после чего цикл повторяется заново.
Рис. 5. Принципиальная схема движения элементов фрикционного узла ИВД: 1 — ведущий элемент (захват); 2 — ведомый элемент (рейка)
Работа основных фрикционных узлов рейка — захват в режиме трения покоя обеспечивает высокую надежность ИВД без смазки в условиях сверхвысокого вакуума (до 5-10“12 мм рт. ст.) и высокотемпературного прогрева до 500°С, производимого с целью обезгаживания.
Определение коэффициентов трения покоя
Установка, принципиальная схема которой показана на рис. 6, позволяет проводить исследование трения покоя в следующих условиях: в вакууме, создаваемом «безмасляной» (до 5-1О“10 мм рт. ст.) или «масляной» (до 5-10“7 мм рт. ст.) вакуумными системами откачки, в условиях атмосферного и повышенного (до 5 ат) давления в среде инертного или другого газа с контролируемым содержанием примесей, а также при повышенных температурах (до 450°С). Образцы могут быть изготовлены из материалов с различными физико-механическими свойствами и иметь различные геометрические формы (шар — плоскость, цилиндр — цилиндр, цилиндр — плоскость). К образцу 5 с одной стороны прикрепляю^ механизм тангенциального нагружения, обеспечивающий нагрузку до 1000 кгс, с другой — измерительную стойку 3, с которой контактируют измерительные наконечники датчиков тангенциального смещения 1 и внедрения 2.
348
Рис. б. Принципиальная схема сверхвысоковакуултбй установки йля исследования трения покоя:
1 —датчик тангенциального смещения; 2 — датчик внедрения; 5 —измерительная стойка; 4 — рабочая камера; 5, 7 — исследуемые образцы;
6 — серьга; 8 — механизм нормального нагружения; 9 — динамометр;
а) ty
Рис. 7. Зависимость коэффициента трепня покоя (f) от нормальной, нагрузки (Н) для нары из нержавеющей стали 12Х18Н10И и стали Р9 в условиях вакуума, создаваемого «безмасляной» системой откачки при различных температурах:
а — сверхвысокий вакуум (5* 10“9 мм рт. ст.) при нормальной температуре (20°С); б —высокий вакуум (3 «10“7 мм рт, ст.) при температуре 200'С
349
chipmaker.ru
Рис. 8. Зависимость коэффициента тре-
ния покоя ()') от температуры (°C) Рис. 9. Зависимость предварительного
для пары из нержавеющей стали 12X18HWT смещения от тангенциальной нагрузки
и стали Р9 в высоком вакууме (силы трения) для пары из нержавею-
(10 6 —10 1 мм рт. ст.), создаваемым «без- щей стали 12Х18Н10Т и стали 40X13
масляной» системой откачки при нормаль- в высоком вакууме (5-10~5 мм рт-. ст.)
ной нагрузке 80 кге при нормальной нагрузке 80 кге
Для получения фрикционных параметров т0 и (3, входящих в формулу для расчетов f (см. гл. 2), необходимо проведение экспериментов для одной и той же пары при различных средних давлениях рг. При упругом контакте деформационной’ составляющей можно пренебречь. В этом случае фрикционный параметр т0 может быть определен из формулы
(fl -fflPr^Pr, т0 “ э
Р,2 - Рг,
где f,, f2 — коэффициенты. трения покоя, соответствующие средним давлениям Рг, и р,2.
Зная величину т0) можно определить из уравнения коэффициента трения параметр р. Значения фрикционных параметров, рассчитанных указанным способом на основе экспериментальных данных, приведены в табл. 8.
8. Значения фрикционных параметров г0 и р для стали 12Х18Н10Т в паре с другими сталями в условиях вакуума
Сталь Давление, мм рт. ст. Система откачки Температура, °C То. кгс/мм2 ₽
Р9 У7 40X13 5 -КГ6 «Масляная» 20 6,43 2,54 3,95 5,75 9,65 9,65 0,232 0,32 0,26 0,159 0,575 0,545
ШХ15 Р9 5 10 3 5 -10’9 «Безмасляная»
Р9 3 -10~7 200
Зависимость коэффициента трения покоя от нормальной нагрузки и температуры показана на рис. 7 и 8.
Типовая зависимость предварительного смещения от тангенциальной нагрузки в условия^ вакуума дана на рис. 9.
Исследование фрикционных узлов при длительной работе в режиме трения покоя
Важным этапом исследований фрикционных узлов является изучение износа и изменения состояния поверхности трения при длительной их работе в вакууме в режиме трения покоя. Результаты исследований весового износа узлов из различных материалов приведены в табл. 9.
350
9. Износ захвата МВД по массе при работе в различных условиях
Пара трения из сталей I2X181OT — ХВГ
Этап исследований Время работы ввода, ч Количество циклов вз а и модействий элементов пары Путь, совершаемый рейкой, м Износ захвата в г
Высокий вакуум Ср ^2-.10 7 .«.« риг. ст.), получаемый при помощи вакуумного паромас.г.чного насоса
Тангенциальная нагрузка 0,1 кге, масса захвата до работы 13,9342 г
1 146 318158 2228 0
2 100 150956 1057 0,0001
3 100 154492 1061 0
4 100 146484 1025 0,0001
5 100 149552 1047 0
Итого 546 919642 6418 0,0002
Тангенциальная нагрузка 15 кге, масса захвата до работы 11,2844 г
1 50 78208 547 0
2 50 78000 546 0
3 50 87650 589 0,0001
4 50 89100 599 0,0001
Итого 200 332958 2281 0,0002
Сверхвысокий ваку у.и (р—5-10 11 мм рт. ст.), «безмасляная» вакуумная система откачки
Тангенциальная нагрузка ~0,1 кге, масса захвата до работы 13,9869 г
1 50 81848 , 573 0
2 50 78988 553 0
3 '50 70064 560 0
4 47 75946 548 0
Итого 197 306846 2234 0
Примечания: I- Для работы в сверхвысоком вакууме захват из стали 12Х18Н10Т сульфидировался.
2. Нормальная нагрузка ~ 20 кге.
3. Площадь контакта ~ 1,5 мм2.
На рис. 10, б дана микрофотография поверхности трения после 250 ч непрерывной работы в высоком вакууме под нагрузкой 15 кге. Исходная, поверхность соответствовала 8-му классу шероховатости. После работы микрофотография показывает значительное улучшение состояния поверхности. Сравнение ее с эталоном 12-го класса шероховатости (рис. 10, а) показывает, что ее Шероховатость меньше шероховатости эталона 12-го класса.
Следует также отметить, что за время работы в течение 250 ч микротвердость поверхности трения увеличивается в три раза.
На рис. 10, в показана микрофотография поверхности трения после работы в высоком вакууме при тех же нагрузках в режиме трения скольжения. За короткое время (~30 мин) работы на поверхности трения появляются глубокие борозды и наблюдается катастрофический износ захвата.
351
chipmaker.ru
Трение скольжения
Трение скольжения в вакууме при отсутствии смазки поверхностей характеризуется высокими значениями коэффициента трения и сопровождается схватыванием поверхностей, повышенным износом и, как правило, заклиниванием узла трения. При трении нержавеющей стали в одноименной паре при различных остаточных давлениях в рабочем объеме получены следующие коэффициенты трения [21]. Остаточное тав.тение в камере (мм рт. ст.). . 760 760 4-Ю-7 1,4 10~8' 8 10 9
Коэффициент трения..................... 0,47 0.S2 1,22 2,74 2,94
Для сравнения приведены величины коэффициента трения на воздухе в начале испытания и после 2 ч скольжения. Испытания проводились по схеме полусфери-
10. Коэффициенты «рения ракитных металлов на воздухе и в вакууме
Пара I рения Нагрузка, кгс Коэффициент трения
на воздухе в вакууме
Пуск 10 мин 60 мин Пуск 10 мин 60 мин
Алюминий — 3.1 0.50 0.78 0.78 1.10 1.57 1 57
алюминий Бериллиевая 6,3 0,57 0.59 0.59 0,61 0,75 0,59
бронза — берил- 3.3 0.46 0.57 (1.58 0./1 0.87 1 10
ливая бронза 6.5 0.44 0.89 0.70 — — —
Латунь — латунь 3.3 0.31 0 <1 — 0.43 0.50 0 70
6.5 0.37 1) 19 — 0.40 0,55 0,60
Мель — мель Нержавеющая с гадь — нержа- 3.3 0,26 1 IJ4 1.04 0,32 1,22 2,0
веющая сталь Сталь Ш.Х15 - 6.5 0,29 0.47 0.51 0.32 0,62 0,93
медь Нержавеющая сталь — алюми- 0,13 0.66 0.70 0,25 • 0,41 0.45
НИЙ Сталь нержа вею- 3.1 0,29 0,39 0.40 0.38 0.39 0.34
шая — латунь Бериллиевая 0.21 0.32 0.39 0,32 0.67 0.84
бронза — латунь Латунь — берил- 0,28 0Д4 0,38 0,49 0.62 0,90
лиевая бронза Медь — с [аль 6,5 0,26 0.28 0,36 0.50 0,7/ 0,89
ШХ15 Сталь 111X15 — 0,32 0.38 0.55 0,77 0,97 0,96
медь Кадмий — катмий — — 0,58 0,79 0,85
(покрытие) Никель — никель 0,26 0 44 11.39 0.43 0.43 0,31
(покрытие) 3,3 0.33 0.33 0.30 — — —
Серебро — сере- 6.5 — — — о. ?х 0.41 0.39
оро (покрытие) — 0.26 0,28 идо оло 0,77 0,89
ческпп ползун — плоскость при малой нагрузке (Д' —20 1) и скорости скольжения 0,076 м/с. При гренки в вакууме 10“ 7 мм рт. сгГвгулок из стали 20X13 IHRC 32— 35) в паре с валом из металлокерамической бронзы при />„ = 2 кгс/см2 и скорости скольжения 0,8 м'с уже через 20 мин после начала работы началось резкое возрастание коэффициента трения, сопроиож тающееся ростом температуры, вибрацией узла треиия и схватыванием поверхностей грепия. Величина коэффициента зрения составляла 0,8 и была в 2 раза выше, чем при испытании на воздухе [2]. Результаты исследований [17] пар трения из различных материалов на воздухе и в вакууме 3- 10 6 мм рг. сг. приведены в габи. 10.
352
Рис. 10. Микрофотографии поверхностей (Х115):
а — эталон 12-го класса шероховатости по ГОСТ 2789 — 73; б — поверхность трения захвата после 250 ч (4- 105 циклов взаимодействий) работы под нагрузкой 15 кгс в режиме трения покоя в высоком вакууме (4-10 мм рт. ст.); « — поверхность трения за.хвага посте 30 мин работы под назрузкон 15 кгс в режиме трения скольжения в высоком вакууме (2-10-? .мм рт. сг.), создаваемым «масляной» системой шкачки
При трении одноименных пар металлов в вакууме коэффишзенз зрения зависит от твердости. График на рис. 11 показывает, что коэффициент трения чистых металлов в вакууме уменьшается с увеличением твердости. Различие коэффициентов трения для одинаковых металлов обусловлено в основном различной степенью очистки поверхностей трения. При тщательном обезгаживании поверхностей коэффициент треиия имеет высокие значения, как это показано на верхней кривой рис. 11. Величины коэффициентов трения при однократном скольжении на воздухе и в вакууме 1() 5 мм рт. ст. для пар трения из различных чистых металлов приведены в табл. 11 [2].
Для улучшения фрикционных характеристик узлов трения применяют само-смазывающисся мазериалы, твер <ые слоистые смазки и тонкие металлические покрытия. Применение подшипников скольжения из самосмазывающихся материалов обеспечивает снижение массы изделий при сохранении заданной прочности,
а часто н размеров.
В качестве самосмазывающего мазериала может использоваться материал АМАН (см. гл. 11).
Стабильность и низкий коэффициент трения материалов АМАН 2 и АМАН-4 в вакууме позволяют применять их в подшипниках скольжения, работающих
в высоком вакууме при средних давлениях 2 — 10 кгс,'см2 и скоростях скольжения до 4 м/с. При уменьшении скорости скольжения до 1 м с тиапазон давлений может быть увеличен до 50—150 кгс/см2. В подшипниках скольжения материал АМАН используют в паре со сталью 20X13, закаленной до IIRC 35 и имеющей шероховатость поверхности не ниже 9-ю класса. Поверхность втулок из материала АМАН должна имел, параметр шероховатости Ra = 1,25 -г 2.5 мкм. Величина радиальною зазора должна составлять 0,6—0.8",' диаметра вата. На рис. 12 показаны зависимости коэффициента трения и температуры трения АМАН-2, работающего на воздухе и в высокохз вакууме. Как взз ню. коэффициент зрения в подшипниках скольжения при переходе от воз духа к вы-
Рис. 11. P.iii'iiiue твердости на коэффициент тренер одноименных пар метимое:
1 — вакуум 10 2 мм рз. ст. с зез a laiuicii; 2 — вакуум
3 - 10 ь мм рг. ci. без Дегазации
353
chipmaker.ru
11. Коэффициенты трения чистых металлов при однократном скольжении на воздухе и в вакууме 10-5 мм рт. ст.
Пары трения Коэффициенты трения Пары трения Коэффициенты трения
на воздухе в вакууме после обезгаживания на воздухе в вакууме после обезгаживания
Си - Ni 0,45 1,50 Си - Fe 0,51 0,75
Та - Ni 0,23 0,90 Та-Си 0,44 0,43
W - Ni 0,21 1,36 W — Си 0,34 0,41
сокому вакууму снижается в два с лишним раза. Испытания проводили при удельном давлении 2 кгс/см2 и v = 4 м/с [14].
Новые марки АСП-пластиков — ТЕСАН и ЭСТЕРАН, созданные в ИНЭОС АН СССР, обладают низкими значениями коэффициента трения и его стабильностью в большом диапазоне температур (рис. 13). По износостойкости некоторые из этих материалов, в частности материал ЭСТЕРАН, на порядок ниже, чем материал АМАН (см. работу [16]). Результаты исследований фрикционных характеристик. большой группы самосмазывающихся материалов в подшипниках скольжения в вакууме 10“5 —10"6 мм рт. ст. при температурах до 500' С приведены в работе [13].
На рис. 14 показаны сравнительные характеристики: рабочая температура 9, ресурс Т и pv подшипников скольжения с различными самосмазываюшимп материалами. Они разделены на две группы. Одна из них (I группа) объединяет материалы, рекомендованные для использования в вакууме для самосмазываюшихся малонагруженных плавающих вкладышей, а также в качестве вставок твердой смазки ротапринтно-смазывающихся подшипников. Как видно, II группа материале® выдерживает большие рабочие температуры, нагрузки и скорости при большом ресурсе (за исключением металлокерамики ЦМ-332). Металлофторопластовая лента с MoS2 и ВАМК-1 не изнашивают вала, однако первая имеет большой износ. Материалы на основе армко-железа с графитом и фтористым кальцием и металлокерамика ЦМ-332 при относительно небольшом износе вкладыша изнашивают вал [14].
В качестве твердых смазочных покрытий (ТСП) могут использоваться смазки — суспензии ВНИИ НП-209, ВНИИ НП-212, ВНИИ Н.Т-213, ВНИИ НП-230 (подробнее см. гл. 10).
Рис. 12. Зависимость коэффициента трения АМАН-2 от продолжительности испытания: а — на воздухе; б — в высоком вакууме
Рис. 13. Зависимость коэффициента трения от температуры для различных материалов:
1 - ТЕСАН, 2 - ЭСТЕРАН, .3 -АМАН, 4 — фторопласт-4, 5 — текстолит с антифрикционными наполнителями
354
пласт фторопласт железо с MoSz с графитом и фтористым кальцием
Рис. 14. Результаты исследования самосмазывающихся материалов в подшипниках скольжения
На рис. 15 даны результаты испытаний ТСП различных марок на воздухе и в сверхвысоком вакууме 2 • 10-8 —5 • 1СГ9 мм рт. ст. Наиболее долговечными ТСП являются BHJdH НП-212, ВНИИ НП-230.
Эффективным средством обеспечения долговечности узлов трения является ротопринтный метод смазки, позволяющий наносить смазку на трущиеся поверхности за счет ее переноса с намазывающего элемента. Этот метод нашел применение в вакуумном машиностроении и во многих узлах трения широкого назначения.
Подшипник скольжения (рис. 16) состоит из внутренней втулки 3, закрепленной 'на валу 4, наружной втулки 1 и трех смазывающих элементов 2, расположенных под углом 120°. Элементы могут свободно перемещаться в радиальном направлении в гнездах вала, совпадающих с окнами во внутренней втулке. При вращении вала за счет центробежной силы элементы прижимаются к поверхности втулки 1 и смазывают ее. Для усиления прижатия под смазывающим элементом помещают свинцовые подкладки.
Предложен ряд конструкций с твердосмазочными вкладышами, представленных на рис. 17 [10].
Рис. 15-. Зависимость коэффициента трения (f) различных покрытий от продолжительности (t) испытания в атмосфере (штриховые кривые) и в глубоком вакууме (сплошные кривые): 1 - ВНИИ НП-213; 2 - ВНИИ НП-212; 3 - ВНИИ НП-230
Рис. 16. Подшипник с твердосмазочными вставками на валу
355
chipmaker.ru
Рис. 19. Влияние вакуума и температуры трения па фрикционные характеристики диселенидов тугоплавких металлов: а — для диселенида ниобия; б — для диселенида вольфрама; в — для диселенида тантала; 1 — нагрузка 1000 гс; 2 — нагрузка 500 гс; 3 — нагрузка 2000 гс; 4 — нагрузка 200 гс;-------------в вакууме 5-10'7;
-— ----------на воздухе
Рис. 17. Подшипники скольжения с ротапринтной смазкой вставками:
а — запрессованными во вкладыш; б — зафор-мованными в упругий каркас
------------>
Рис. 18. Сферический подпятник с ротапринтной смазкой
На рис. 18 показан шаровой подпятник [12], где конец валика 1 выполнен сферическим и находится в контакте со смазывающим элементом 2, поднятым пружиной 3, расположенной в станине 4. В том случае, если подобную конструкцию применяют в вакууме, пружины изготовляют из бериллиевой бронзы БрБ2, сферическую опору из стали ШХ15, а для станины используют эту же или более мягкую сталь. Такое конструктивное решение расширяет диапазон рабочих температур от —150 до +400°С в зависимости от применяемых самосмазывающихся материалов, а в случае применения диселенида молибдена и жаростойких конструкционных металлов верхний предел может быть увеличен до 800'С.
Для обеспечения надежной работы фрикционных узлов с трением скольжения в условиях сверхвысокого вакуума в качестве антифрикционных материалов находят применение твердые смазки, а также мягкие металлы, наносимые в виде тонких пленок на поверхности трения (подробнее см. гл. 10). Фрикционные характеристики диселенидов и влияние на них вакуума и температуры трения показаны на рис. 19 [14].
Трение качения
В последние годы много внимания уделяется усовершенствованию и разработке новых конструкций подшипников качения, пригодных для работы в высоком вакууме [6, 8, 10]. Для обеспечения нормальной работы высокоскоростных подшипников качения без жидкой смазки применяют сепараторы из полимерного и металлокерамического материала, обладающие достаточной прочностью, высокой износо- и теплостойкостью, низкими коэффициентами трения и линейного расширения.
356
В условиях вакуума и повышенных температур до ЗООСС наиболее работоспособными оказались [14] подшипники качения с сепараторами из АМАН-24.
Кроме этого, в подшипниках качения могут использоваться и другие самосмазывающиеся материалы (фторсодержащие ФН-202, ФН-3, АФГ-80ВС, фторопласт-4; высоконаполненные системы на основе эпоксидных смол; АСИ-пластики). Смазка в таких подшипниках осуществляется за счет переноса материала сепаратора на шарики и дорожки качения.
Конструктивное оформление подшипников качения [7] с сепараторами из материалов типа АМАН показано на рис. 20. Армирование повышает прочность сепараторов и позволяет температур.
Рис. 20. Радиально-упориый шарикоподшипник с сепаратором из самос.иазываюи)его материала АМАН:
а — сепаратор неармированный; б — армированный
t использовать в условиях повышенных
Данные о работе в вакууме подшипников с сепараторами из самосмазываю-щихся материалов приведены в табл. 12 [2].
В некоторых случаях для обеспечения работоспособности в вакууме подшипников качения на поверхности трения качения наносят дисульфид молибдена методом галтовки или виброгалтовки.
12. Работа в вакууме подппшипков качения с сепараторами из самосмазынающихся полимерных материалов и кольцами из нержавеющей стали
Материал сепаратора Размер подшипника dBH, мм И, об/мин Осевая нагрузка, кге э, сс Давление в камере, мм рт. ст. Продолжительность работы, ч
Тефлон, стекловолокно • 70-85*1 70 - 90*1 80-90*1 4-10“^—6-10 8 3 -10-7—3 • 10“8 9-107-2- 10-s 3810 3300*2 3883
Дюропд 5813 (на основе тефлона) 4,7 8000 0,100 Комнатная 90*1 80-95*1 Комнатная -95*1 1 - ]0~3—4-10~* 3 10-7-3 10~8 760-4-Ю'7 62 5110 90
Тефлон, стекловолокно, MoS2 Эпоксидная смола, MoS2 20 1800 0,225 Комнатная 1о~6-ю-7 10'7 50 9000
*1 Температура на наружном кольце шарикоподшипника.
*2 Сохранили работоспособность после указанных часов работы.
В наибольшей мере требованиям обеспечения малого газовыделеиия удовлетворяют диселепиды тугоплавких металлов (WSe2, NbSe2, TaSe2, MoSe2) и мягкие металлы (Au, Ag, Jn), наносимые в виде тонких пленок на поверхности трения. Результаты сравнительных испытаний подшипников качения с тонкими пленками мягких металлов, используемых в качестве смазки, приведены в табл. 13 и 14.
357
chipmaker.ru
13. Результаты испытаний на ресурс твердых смазок в подшипниках качении [23|
Покрытие Срок службы, ч Состояние подшипника
Золото Серебро Серебро — дисульфид молибдена Серебро — сульфидная пленка Свинец Свинцовый висмут Висмут 140 405 360 360 1000 1650 Подшипник вышел из строя
Опыт прекращен из-за возрастания момента трения
Подшипник вышел из строя
Опыт прекращен через 1240 ч, подшипник в хорошем состоянии
14. Сравнительные результаты испытании подшипников качения (вакуум 10-9 мм рт. ст.) |25]
и, об, мин Момент трения в гс*м Условия испытания Примечание
до работы после работы
5 93 280 3350 1,72 ' 1,36 1,41 1,41 11,5 Схватывание Без покрытия Схватывание, высокий момент трения
5 25 93 0.64 0,61 1,41 — Покрытие золотом Никакого заметного увеличения момента трения
280 600 1200 1.72 1,36 1,36 При 1200 об/мин легкий шум, не оказывающий влияния на работу
Примечание. Подшипник качения <7ВН = 4,6 мм, dK = 12,5 мм. В подшипниках без покрытия радиальная нагрузка была 6,75 тс, а в подшипниках с золотым покрытием 19 гс.
15. Фрикционные характеристики опор качения при трогании с места в различных условиях
Давление в рабочем объеме, мм рт. ст. Сила трения, кгс Момент трения, кгс • см Приведенный коэффициент трения Подготовительный режим
760 , 1,0 10-2 5,0-10 5 2,0 107 0.04 0,04 0,035 0,03 0,05 0,05 0,04 0,04 0,011 0,011 0,01 0,01 Без прогрева
1,0 -108 3-10 9 0,03 0,04 _ 0.04 0,04 > 0,01 0,01 С предварительным прогревом в вакууме до температуры 25ОЭС в течение 15 ч
5 10-9 5-Ю*10 0.05 0,05 0.06 0,06 0,014 0,014 С предварительным прогревом в вакууме до температуры 400;С в течение 15 ч
358
При малых нагрузках и скоростях относительного движения в условиях сверхвысокого вакуума и отсутствия смазки в узлах трения вакуумного оборудования (опоры механизма подачи проволоки в сорбционных титановых насосах, направляющие импульсивных вводов движения) на практике часто применяют некоторые типы стандартных подшипников. К ним относятся шариковые однорядные подшипники с индексом Ю (из нержавеющей стали) по ГОСТ 8338 — 75 и шариковые радиально-упорные однорядные подшипники с индексом Р (из теплоустойчивой стали) по ГОСТ 831-75.
В качестве одного из примеров применения таких подшипников на практике на рис. 21 показана конструкция опоры импульсивного ввода движения (ИВД) [4]. В этой опоре используют радиально-упорные подшипники 6026Р ГОСТ 831 — 75. В этом подшипнике сепаратор выполнен массивным из нержавеющей стали, а кольца — из быстрорежущей стали Р18. Опоры такого типа надежно работали без смазки в сверхвысоком вакууме 1О~10 —10-12. мм рт. ст., в течение 1000 ч при
Рис. 21. Конструкция опоры импульсивного ввода движения :
1 — подшипник качения; 2 — обойма; 3 — ось; 4 — кольцо
периодических прогревах
ИВД до 450°С с целью обезгаживания. Нагрузка на опору и ее окружная скорость нс превышали соответственно 10 кгс и 1 м/мин.
В табл. 15 приведены фрикционные характеристики опоры в различных условиях, полученные методом наклонной плоскости при исследовании ИВД после 1000 ч работы в условиях сверхвысокою вакуума.
Список литературы
1. Балицкий А. В. Технология изготовления вакуумной аппаратуры. М,, «Энергия», 1974. 312 с.
2. Вайнштейн В. Э., Трояновская Г. И. Сухие смазки и самосмазывающиеся материалы. М., «Машиностроение», 1968. 180 с.
3. Данилин Б. С., Мипайчев В. Е. Основы конструирования вакуумных систем. М., «Энергия», 1971. 392 с.
4. Данилов К. Д. Сверхвысоковакуумный ввод поступательного движения. Электронная техника, сер. 1, «Электроника СВЧ», 1973, вып. 4, с. 112 — 114.
5. Дэшмаи С. Научные основы вакуумной техники. М., «Мир», 1964. 715 с.
6. Бобров Д. П., Нусииов М. Д., Панко В. М. Исследование величин пороговых давлений, ограничивающих воздействие разряженной среды на работоспособность шарикоподшипников. — В сб.: Теория трения, износа и смазки. Ташкентский политехи, нн-т, 1975, с. 149-151.
7. Опоры осей и валов машин и приборов. Под ред. Спицына Н. А. и Машкова М. М. М., «Машиностроение», 1970, с. 520.
8. О работоспособности подшипников сухого трения с учетом условий эксплуатации.— В сб.: Теория трения, износа и смазки. Ташкентский политехи, ин-т. 1975, с. 151 — 153. Авт.: В. К. Гончаров, А. Т. Кудряшев, В. А. Хрусталев, Л. Н. Семенова и др.'
9. Основы вакуумной техники. М., «Энергия», 1975, 416 с. Авт.: Б. И. Королев, В. И. Кузнецов, А. И. Пипко, В. Я. Плисковский.
10. Папнов Г. М. Конструктивные направления повышения износостойкости опор вакуумного типа. «Труды МИЭМ. Детали машин и приборов». Вып. 18, 1972, М., МИЭМ, с. 153-171.
11. Работоспособность твердых смазочных покрытий. - «Вестник машиностроения», 1962, № 12, с. 25-27. Авт.: Г. В. Курилов, В. Ф. Удовенко, Н. И. Вионцек, Л. Н. Сентюрихина и др.
12. Спицын Н. А., Кузнецова Т. И. Одношариковые подшипники с ротапринтной твердой смазкой. «Труды МИЭМ. Детали машин и приборов». Вып. 18. 1972, М., МИЭМ, с. 28 — 38.
13. Спицын Н. А., Папцов Г. М. Конструкции и применение подшипников скольжения,— «Вестник машиностроения», 1970, № 9, с. 16-19.
14. Трение и износ в вакууме. М., «Машиностроение», 1973, 216 с. Авт.: И. В. Крагель-ский, И. М. Любарский и др.
359
I chipmaker.ru
15. Трояновская Г. И. Применение самосмазывающихся материалов при ротапринтной смазке. — «Вестник машиностроения», 1974, № 4, с. 51 — 54.
16. Шембель Н. Л., Сагалаев Г. В. Сравнительные данные о свойствах графитопласта АТМ-2. — В сб.: Фрикционные и антифрикционные пластмассы. Материалы семинара. М., МДТП им. Ф. Э. Дзержинского, 1975, с. 50 — 57.
17. Beller W. Friction research grinds to halt (in space environment) — «Missiles and Rockets», 1960, vol. 7, N 9. p. 23 — 25.
18. Boes D. 1. Long term operation and practical limitations of dry scIf-Lubricated bearings from 1.Ю5 torr to atmospheric. «Lubricat. Eng., 1963, vol. 19, N 4, p. 137 — 142.
19. Bouden F. P., Tabor D. The Fricction and Lubrication of solids. Oxford (a. o ), University Press, 1950, p. 90—121.
20. Brown R. D,, Burton R. A., Ku P. M. Longduration lubrication studies in simulated space vacuum.—«ASLE Transact», 1964, vol. 7, N 3, p. 236—248.
21. Bruescke E. E., Eckman B. Device for the measurement of friction at ultrahigh vacuum.—«Rev. Scient. Instruments, 1963, vol. 34, N 9, p. 978 — 980.
22. Evans E. H., Flatley W. T. Bearing for vacuum operation-retainer material and desingn.— «Transact. ASME», 1963, vol. 85, ser. B. N 2, p. 129 — 134.
23. Lubricant evaluation for bearing systems operating spatial environments. «ASLE Transact», 1963, v. 6, N 1, p. 67 — 77. Auth.: P. Lewis, S. F. Murray, M. B., Peterson, H. Esten.
24. Lubrication and wear in space system. In Transactions of the tentn National vacuum symposium of the American vacuum Society, 1963, p. 3 — 13. Auth: R. W. Parcel, F. I. Clause, C. F. O’hara, VV. C. Joung.
25. Westmoreland R., Reed I. D. Vacuum Testing bearings without contamination. - «Space/Aeronautics», 1962, vol. 37, N 6, p. 175 — 183.
26. Wilkens W., Kranz O. The formation of gases due to the sliding Friction of Teflon on steel in ultrahign vacuum. «Wear», vol. 15, N. 3, 1970.
Глава 14
Трение в условиях низких температур
Chipmaker.ru
Низкотемпературные узлы трения и применяемые материалы
Низкие температуры составляют обширный диапазон от О К до 273,15 К. Температуры ниже 120 К называют криогенными, а ниже 0,3 К — сверхнизкими.
В криогенном машиностроении прослеживается общая тенденция выноса узлов трения из области низких температур, что имеет целью повышение надежности и уменьшение потерь холодопроизводительности. Однако осуществление подобных конструктивных мероприятий в ряде случаев невозможно. Поэтому с развитием криогенного машиностроения и особенно электрических машин со сверхпроводящими обмотками, охлаждаемыми сжиженными газами, число низкотемпературных узлов трения постоянно увеличивается.
Низкотемпературные узлы трения могут работать со смазкой, например в среде криогенной- жидкости или с применением специальной жидкой смазки, а также без смазки. В последнем случае в узлах трения применяют самосмазы-вающиеся материалы.
Область применения. Применяют следующие типы низкотемпературных узлов:
торцовые и радиальные уплотнения валов насосов для перекачивания криогенных жидкостей, вращающихся регенераторов, ректификаторов, турбодетандеров, электрических генераторов со сверхпроводящими роторами;
поршневые уплотнения насосов для перекачки криогенных жидкостей, гелиевых холодильных газовых машин, низкотемпературных поршневых детандеров;
радиальные подшипники качения узлов и машин, работающих в разнообразных средах, в вакууме при низких температурах;
опоры скольжения узлов и машин, работающих в разнообразных средах, вакууме при низких температурах.
Примером низкотемпературного торцового уплотнения может служить сильфонное двухстороннее металлографитовое уплотнение, примененное в погружном насосе жидкого кислорода на космическом корабле [8]. Уплотнение установлено на валу приводного электродвигателя, размещенного в герметичном корпусе, который заполнен гелием под давлением до 5,5 кгс/см2. Электродвигатель, находящийся в корпусе со сжатым гелием, отделен от перекачиваемого жидкого кислорода гелиевым и кислородным уплотнением, частота вращения электродвигателя 11000 об/мин. Графитовое (неподвижное) кольцо изготовлено из графита P5N, вращающееся кольцо — из нержавеющей стали 440С (США) с хромовым покрытием толщиной после притирки более 25 мкм.
Конструкционные материалы. Металлы. Целый ряд углеродистых' сталей и металлы с объемноцентрированной кубической решеткой (Fe, Сг, Мо, Та, W) подвержены при низких температурах хрупкому разрушению (хладноломкости) и не могут быть рекомендованы к применению в широком диапазоне температур. Для использования в низкотемпературных узлах и машинах рекомендуются металлы с гранецентрированной кубической решеткой (Al, Ni, РЬ, Си, Ag) или
361
chipmaker.ru
гексагональной плотноупакованной решеткой (Ti, Zn, 'Mg, Со); стали с мелкозернистой структурой (до —45°С), закаленные и отпущенные низколегированные ферритные стали с мелкозернистой мартенситной структурой (до 100°С), нержавеющие стали с аустенитной структурой (до —200СС), никелевые стали со стареющим мартенситом (до —240°С). Самое широкое применение при низких температурах нашли медные, никелевые, магниевые, титановые и алюминиевые сплавы.
В узлах трения, в которых одна из сопряженных деталей пары трения является металлической, ее изготавливают чаще всего из нержавеющей стали. В паре с графитом хорошие результаты дает отожженная нержавеющая сталь 440С (США) с твердым хромовым покрытием. Находят применение стали 40Х, Г13Л, 38ХМЮА, У8, 12Х18Н9Т, сталь 45 (термообработанная) и др.
При изготовлении одного из тел пары трения из' стали 40Х для повышения износостойкости может быть проведено газовое цианирование при 860“С с непосредственной закалкой в масло (твердость поверхности достигает HRC 61). Однако, влияние термообработки на износостойкость является сложным и неоднозначным [16]. Результаты исследования износостойкости материалов в условиях воздействия абразива при низких температурах изложены в работе [10].
Неметаллические материалы. Одним из распространенных материалов пар трения в условиях низких температур является графит, применяемый в сочетаниях графит—графит, графит — сталь. Графит широко используют в качестве добавок к различным пластмассам, например, для изготовления композиций -графит 15% + фторопласт-4 85% или графит 5% + нейлон 95%, работающих в среде жидкого азота и жидкого водорода (по иностранным данным). Из графита можно изготовлять сепараторы шарикоподшипников для работы при очень низких температурах. Однако наибольшее распространение в качестве антифрикционных материалов для низкотемпературных узлов трения получили фторопласты и фторо-пластсодержащие материалы.
Фторопласты в отличие от многих пластмасс сохраняют свою эластичность при низких температурах и широко используются в низкотемпературных узлах трения как в чистом виде, так и в композициях с другими пластмассами, металлами, твердыми смазками (MoS2, РЬ и др.). Добавление бронзы в качестве 30 — 50% по объему во фторопласт-4 приводит к желательному снижению температурного коэффициента линейного расширения в 2 раза, повышению теплопроводности в 3 раза, резкому снижению интенсивности износа (по иностранным данным).
Для повышения износостойкости, механической прочности и теплопроводности фторопласта-4 в него вводят наполнители в виде мелкодисперсных порошков твердых смазок.
Материалами, получившими распространение в узлах трения низкотемпературных машин, являются материалы на основе фторопластов: ФН-202 • наполненный фторопласт-4 (фторопласт-4 основа, 10% никеля, 3% дисульфида молибдена) ТУ П-889 — 64; АМИП-Г5М наполненный фторопласт-4 (фторопласт-4- основа, 15% ситалла, 3% дисульфида молибдена) ТУ П-407-65; Ф4Ж-20 наполненный фторопласт, ТУ П-369 — 64; материалы ФКД5Б, ФСД5Б, Ф4К20, ФСД5, ФКД5.
Для изготовления сепараторов шарикоподшипников, работающих в среде жидкого азота, в США успешно использовался фторопласт-4 с наполнителем из стекловолокна; сепараторы из композиций фторопласт-4 + стекловолокно + + WSe2 имели незначительный изйос при работе в вакууме 10' 8 мм рт. ст. при температурах от 185 до +235°С.
Хорошие антифрикционные свойства и износостойкость в США показали при работе в вакууме до 10~9 мм рт. ст. в температурном диапазоне от — 195 до +23ОСС следующие фгоропластсодержашие композиции: 70% Ag + 20% фторопласт-4 + + 10% WSe2 и 60% Си + 30% фторопласт-4 + 10% WSe2.
362
Положительно зарекомендовали себя при работе в насосах жидкого кислорода и азота комбинированные подшипники скольжения, составленные из трех слоев: стальной полкладки (основы), пористой бронзы, пропитанной смесью 20°-' свинца и 80°,', фторопласта-4, и слоя фторопласта-4 толщиной 25 мкм. В диапазоне температур . 200 до +200°С удовлетворительные результаты получены при использовании подшипников из оловянистой бронзы и слоя смеси фторопласта-4 со свинцом.
В подшипниках скольжения при низких температурах используют полимерные материалы, такие, как текстолит марки ПТ, полиамиды марок П-68, АК 80-20, капрон; стеклрнаполн’енный капрон, стеклонаполненный полиамид П-68, а также их композиции с дисульфидом молибдена. Полиамиды типа П-68, АК 80-20 имеют порог хладноломкости в интервале -30 ч- — 70°С; стеклонаполненные полиамиды могут применяться при значительно более низких температурах.
Низкотемпературные смазки. Долговечность узлов трения низкотемпературных машин может быть в некоторых случаях увеличена за счет применения специальных жидких смазок. Основные требования к таким смазкам - низкая температура замерзания (существенно ниже рабочей температуры), высокая температура кипения, низкая испаряемость при максимально возможных температурах работы узла, химическая инертность, низкая адсорбционная способность по влаге, хорошие теплопередающие свойства. В качестве таких смазок можно использовать кремнеорганическую жидкую смазку № 3, консистентную смазку ЦИАТИМ-221 (на основе смазки № 3), углеводородную смазку ЦИАТИМ-205. Исследования показали, что применение жидких смазок целесообразно до вполне определенной температуры, зависящей от температуры затвердевания смазки, ниже которой коэффициент трения со смазкой превышает коэффициент трения без смазки. При трении ненаполненной резины из СКМС-Юдю металлу эти температуры составили для смазок №’3 и ЦИАТИМ-221 -'100°С и для смазки ЦИАТИМ-205 - 50‘С.
Значительно более широкий диапазон температур применения ' имеют фтористые полиэфиры, которые различаются степенью полимеризации:
F(CFCF2O)„CHFCF3,
CF3
где и = 1, 2, 3 или 4. Жидкости, соответствующие различным индексам и, обозначают Е-1, Е-2, Е-3 и Е-4, они отличаются вязкостью (с увеличением и вязкость возрастает). Свойства фтористых полиэфиров приведены в табл. I [6].
Зависимость кинематической вязкости фтористых полиэфиров от температуры показана на рис. 1.
Исследования фтористых полиэфиров показали, что они могут обеспечить условия образования гидродинамической пленки смазки при низких температурах и в области температур от -45 до — 185°С их смазочные свойства сопоставимы со свойствами минеральных масел в диапазоне 40—150°С.
Рис. /. Зависимость кинематической вязкости фтористых полиэфиров от температуры [6]
363
chipmaker.ru
1. Свойства фтористых полиэфиров
Параметры E-I Е-2 Е-3 Е-4
Степень полимеризации 1 2 3 4 .
Молекулярная масса 286,03 452,08 618.12 784.15
Температура кипения, СС Сжимаемость при 25°С и 500 кгс/см2, 39 101 153 193
8,20 6,48 5,64 5,18
Теплота испарения при кипении, кДж/кг 960 730 610 520
Приблизительная температура застывания (v = 0,2 м2/с), СС -154 -123 -107 -94
Плотность при 25°С, кг/м3 1580 1660 1710 1760
Удельная теплоемкость, с„, кДж/(кг-сС) 1,025 1,02 1,015 1.0
Коэффициент теплопроводности, Вт/(м-сС) 0,086 0,086 0,086- 0,086
Температурный коэффициент объемного расширения, м3/(кг-сС) 1,12 -Ю"* 0,96-10-6 0,73-10-* 0,67-10-*
Абсолютное давление насыщенных паров при 52°С, кгс/см2 1,64 0,14 0,016 0,006
Коэффициент кинематической вязкости при 25°С, м2/с 0,3-10-* 0,6-10-* 1,3-10-* 2,3-10-*
Элементы методики экспериментального исследования
Измеренные в экспериментах и в процессе эксплуатации низкотемпературных машин коэффициенты трения и величины износа различных пар материалов существенно различаются. Это можно объяснить двумя обстоятельствами: во-первых, шириной диапазона изменения параметров, характеризующих условия работы узлов трения низкотемпературных машин (температура, давление, скорость скольжения, среда, тип движения и т. п.), а во-вторых, существенными различиями в характере исследований и методике проведения экспериментов. По опубликованным данным затруднительно составить достаточно полную картину поведения коэффициента трения материалов в условиях низких температур, поскольку исследования по его определению проведены сравнительно в небольшом объеме. Малочисленность работ, в которых бы одновременно учитывалось влияние на коэффициент' трения всех наиболее важных параметров, объясняется отчасти большими техническими и методологическими трудностями проведения достоверного эксперимента при низких температурах.
Сохранение, чистоты поверхности образцов во время опыта. При проведении низкотемпературных исследований процесса трения на тщательно обработанных и подготовленных к испытаниям поверхностях образцов в процессе их охлаждения могут конденсироваться, вымерзать или адсорбироваться пары воды, углекислоты, смазки и других веществ, присутствующих в окружающей среде. При появлении даже следов конденсата на трущихся поверхностях значение коэффициента трения резко меняется, так как процесс трения в чрезвычайной степени зависит от чистоты поверхностей образцов. Одним из способов сохранения чистоты трущихся поверхностей может служить предварительная продувка прибора сухим газом, не конденсирующимся при температуре опыта. При опускании образцов непосредственно из атмосферного воздуха в жидкий азот на их поверхностях наблюдалось [25] образование твердой пленки адсорбированной влаги. Для предотвращения ее образования применяли продувку измерительной камеры прибора в течение 15 мин сухим гелием. Продувка снизила износ при трении образцов графита по нержавеющей стали типа 304 (США) в 10 тысяч раз. Рекомендуется [20] двадцатикратная
364
продувка испытательной камеры газом с предварительным ее вакуумированием. Эффективным средством сохранения чистоты поверхностей является 'также и проведение экспериментов в вакууме [4]. В некоторых случаях [22] вакуумирование измерительной камеры до остаточного вакуума 10“5 мм рт. ст. оказалось целесообразно совмещать с одновременным нагреванием образцов перед началом опыта до Ч-300е С. В качестве лучшего средства сохранения чистоты поверхности образцов может быть признан сверхвысокий вакуум до 10-9—10“10 мм рт. ст. [4]. Во избежание выпадения конденсата на образцах, извлекаемых из прибора после опыта, целесообразно [25] предусматривать возможность нагревания образца до температуры окружающего воздуха внутри прибора перед его вскрытием.
Строгий контроль среды, в которой проводится исследование процесса трения, отсутствие примесей веществ, которые могут конденсироваться на охлажденных поверхностях образцов (влаги, углекислого газа, смазки подшипников, сальниковых и других узлов трения в приборе), а также предотвращение конденсации на образцах после проведения опыта — одно из основных условий достоверности результатов экспериментов. Предпосылкой выполнения этого условия является абсолютная герметичность прибора.
Термостатирование образцов. Изучение влияния низких температур на процесс трения и износа делает необходимым поддержание постоянной температуры образцов, т. е. их термостатирование в течение всего опыта. Если это требование не выполняется, температура трущихся поверхностей может оказаться значительно выше начальной температуры из-за выделения теплоты при трении. '
Наиболее простым представляется проведение экспериментов при температурах, соответствующих температурам кипения или сублимации некоторых веществ, например, проведение исследования трения при — 196е С (77 К) в среде жидкого и газообразного азота [19] при температуре жидкого кислорода — 183°С (90 К), а также при температурах —78СС (195 К) и 0°С (273 К). Не вызывает особых затруднений поддержание температуры образцов и при изменении коэффициента трения в опытах с очень малыми скоростями скольжения, например при скоростях поступательного движения 2—3 мм/с или даже 2-10“® мм/с.
Однако термостатирование образцов при высоких скоростях скольжения представляется более сложной задачей, поскольку тепловая нагрузка на систему охлаждения прибора в этом случае зависит от теплоты трения и изменяется в течение опыта (в начальный момент опыта она равна нулю). Сильная зависимость коэффициента трения от температуры [7, 22] и от скорости скольжения [21] вынуждает признать, что для выявления достаточной и полной картины процесса измерительный прибор должен иметь такую систему охлаждения, которая позволила бы проводить опыты через небольшие интервалы температур при надежном термос гатировании образцов.
Сохранение стабильности характеристик датчиков для измерения силы трения. В области низких температур тензодатчики и упругий элемент, на который они наклеиваются, изменяют свои характеристики, в связи с чем необходима их тарировка во всем диапазоне температур, при которых проводятся исследования. Для обеспечения удобства работы с тензодатчиками их, как правило, размещают снаружи прибора [25]. Герметизацию передаточного рычага выполняют чаще всего с помощью сильфона. В низкотемпературных приборах трения [25] максимальное отклонение передаточного рычага при измерении силы трения может не превышать 0,075 мм, в связи с чем погрешность, вносимая жесткостью сильфона, незначительна.
Отсутствие смазки узлов трения внутри измерительной камеры. Это обстоятельство затрудняет изучение сухого трения, например, при вращательном движении по двум причинам: во-первых, из-за проблемы работоспособности опор вала при полном отсутствии смазки, а во-вторых, из-за требования абсолютной герметичности прибора. Первая из этих проблем может быть решена принципиально с двух позиций: применением подшипников с газовой смазкой или шарикопод-
365
' chipmaker.ru
366
17
Рис 5. Схема криотрибометра КТ-1 д.:ч исследования трения е газообразных средах и в вакууме [2]:
1 — электроагрегат; 2 — образен; 3 — вращающийся образец; 4, 8 - смотровые окна; 5 - штуцер; 6 - камера; 7 — ру6ац1ка;'9 - сильфон; 10 — шарнир; 17-рычаг; 12 -зеркало; 13 - упругий элемент; 14 ~ ролик; 15 - тензодатчики; 16 - вить; 17 - вйн:, 18, 22 - гири; 19 - трубка; 20 - оптическое устройство; 21 - салазки; 23 - экран
пайщиков с фторопластовыми сепараторами [19]. Шарикоподшипники с сепараторами из фторопласта-3 при температуре —196°С сохраняют работоспособность в течение длительного времени (До 200 я). Шарики и кольца подшипников в этом случае рекомендуется изготовлять из нержавеющей стали 9X18.
Решить проблему абсолютной герметизации передачи вращательного движения через изолирующую стенку можно несколькими путями, например применением бессальниковых сильфонных уплотнений валов, успешно работающих в вакуумной технике при низких и высоких Давлениях. Недостатком таких устройств является наличие зубчатой планетарной передачи и значительное количество подшипников, требующих смазки.
Кряотрябометры. Прибор, предназначенный для проведения экспериментального исследования процесса сухого Трения в условиях низких температур, должен обеспечивать строгий контроль Среды, чистоты поверхности образцов, надежного их термостатирования, быть абсодютнр герметичным и гарантировать стабильность характеристик тензодатчиков. Конструкции таких приборов приведены ь работах f2, 4, 5, 6, 9, 19, 20] И показаны на рис. 2—5.
Коэффициенты трения при низких температурах
Коэффициент трения может быть получен расчетно-экспериментальным методом, изложенным в гл. 2. Ниже приведены данные экспериментов.
Трение в криогенных жидкостях. Значения коэффициента трения различных пар материалов в криогенных жидкостях (жидкие азот и водород) приведены в табл. 2 и 3.
В среде жидкого азота 0 особенно в среде жидкого водорода невозможно сохранение окисных пленок на Поверхности трения, в результате чего очищенные в процессе трения поверхности металлов приобретают повышенную склонность к схватыванию . и интенсивному износу. В среде жидкого кислорода трение
367
chipmaker.ru
2. Значение коэффициентов трения в среде криогенных жидкостей при тренни некоторых материалов по нержавеющей стали
Материал В среде жидкого Материал В среде жидкого
азота водорода азота водорода
Графит — фтористый металл Графит + фенол 0,18 0,04 0,22 0,06 Графит (15%)+фто-ропласт-4 (85%) Графит (5%) + нейлон (95%) 0,09 0,06 0,16 0,15
3. Значение коэффициентов трення в среде жидкого азота для некоторых материалов
Пара' трения f Литературный источник
I II
Сталь 304 Сталь 440С Сталь 52100 Сталь 304 Сталь 440С Сталь 52100 0,4 0,34 0,34 -
А1 Ti Nb Мо W Fe Со Ni ЗОХМТОА Сталь 30ХМЮА Азотированная ГОСТ 4543 - 61 0,853 0,734 1,016 0,879 1,068 1,023 О, 537 1.037 0,897 [12]
Al Ti Nb Mo W Fe Co Ni А1 Ti Nb Мо W Fe Со Ni 0,718 0,692 0.990 0,831 1,006 0,841 0,512 0,879 •
Полистирол Винипласт Текстолит Фторопласт-4 Дерево (бук) Эбонит Графит Сталь 45 Термообработанная ,0,33-0,35 0,20-0,22 0,31-0,34 0,09-0,10 0,32-0,38 0,30-0,48 0,68-0,72 и
металлов сопровождается интенсивным образованием окисных пленок и сильной коррозией поверхности. Другими особенностями трения в криогенных жидкостях является их низкая вязкость, обусловливающая возникновение задиров и значительное тепловыделение; возможно также образование газообразной фазы, что приводит к кавитации и разрушению поверхности трения.
Несмотря на плохие смазочные свойства криогенных жидкостей, их присутствие в зоне треиия позволяет в некоторых случаях повысить долговечность узлов трения по сравнению с условиями работы в парах этих жидкостей при тех же температурах. Стабилизация процесса трения и износа и некоторое снижение коэффициента трения в среде жидкого азота наблюдается при трении твердых металлических поверхностей или твердой металлической поверхности в пар? с неметаллической [9].
Приведенные в табл. 3 данные показывают, что металлы с различным электронным и кристаллическим строением по-разному ведут себя при трении в жидком азоте: пары из металлов с кубическими кристаллическими решетками в отличие от металлов с гексагональными решетками интенсивно изнашиваются и имеют более высокий коэффициент трения [12j.
368
Трение в газообразных средах. Значения коэффициента трения различных пар материалов в газообразных средах в условиях низких температур приведены в табл. 4 —7. В табл. 4 даны коэффициенты трения чистых металлов, измеренные с помощью криотрибометра; динамический коэффициент трения измеряется при скорости скольжения 0,25 мм/с и нормальном усилии 2 гс.
4. Значения статического н динамического fn коэффициентов трения в газообразном гелии |20|
Материал пар (рения Температура. К
300 80 20
./с Г /д ./ci /д /ci
Ft (99,9"„) Fe (99,99" „) 1.09 0.92 1.04 0,90
Al (99“„) Al (99%) 1,62 1.43 1.60 1.41 — —
Си (99.95%) Си (99,95",,) 1,76 1.56 1.70 1.45 1.66 1.42
Au (99,98%) Аи (99.98%) 1,88 1.60 1.77 1.60 2,03 1.79
14(99,98%) Pt (99,98%) 1.92 1.70 1.93 1.68 — —
Ni (99,95%) Ni (99,95"„) 2.11 1.78 2.00 1.68 2,02 1.68
Ли (99,98".,) Al (99",0 1,42 1.22 1.50 1.16 — —
Fe(99.9"„) Си (99,95" 1.99 1.80 2,03 1,80 — —
Ni (99.95"„) Си (99,95"„) 2.34 2,13 2.35 2,12 — —
Си (99,95".,) Fe (99,9"„) 0,43 0,43 0,40 0,40 — —
Си (99.95%) Ni (99,95“„) 0.85 0.85 0.85 0,85 — —
5. Значение коэффициента трения в газообразных средах неметаллических материалов
Материал пар треиия Среда Температура, К f Источник
‘ , 1 II
I2X18H9T Сталь У12 АГ-4 АГ-4 АТМ-1 Ф гороиласт -4 Пластмасса 133 Сталь 45 Латунь ЛС-59-1 Воздух 233 (293) 0,16(0,125) 0,075(0.06) 0.12(0,1) 0,2(0,2) 0.19(0.18) По данным А. П. Нестеровой
Сталь 45 термообрабо-таниая Полистирол Винипласт Текс юлит Ф троп ласт-4 Дерево (бук) Пары азота 77 0,35-0.37 0,21 -0,24 0,32 0,11-0,14 0,40 [9]
6. Значение коэффициентов трения материалов на основе фторопласта в среде газообразного зеэия |3|
Температура. К /для материалов пар трения
Ф-3 12Х18Н9Т ФН-202 12Х18Н9Т АМИП-15М 12Х1М19Т Ф4Ж-2О Ф-3 Ф-3
12Х18Н9Т
по 0,255 0,135 — # 0.20 0,26
130 0,27 0.130 0,32 0.18 0.26
150 0.26 0,120 0,22 0,19 0,26
170 0.27 0.115 0,27 0,21 0,26
190 0.29 0.120 0,345 0,32 0,275
210 0.32 0,160 0.2 0,25 0,28
230 0,33 0,22 0,19 0,22 0,30
250 0.38 0.25 0.21 0,215 0,325
270 0.425 0,26 0.25 0,225 О.Зб
369
chipmaker.ru
7. Значения коэффициентов а и b в формуле (1)
Материал пар трения Диапазон температуры, К л - 103 b
1 II
Ф-3 12Х18Н9Т 93-173 173-273 0 1,5 0,25 0,005
ФН-202 103-193 193-273 0 2.19 0,125 -0,297
Ф4Ж-20 93-168 169-188 188-223 223 -273 0 6,75 -3,2 0 0,19 -0.662 0,928 0,213
АМИП-15М 123-168 168-196 196-213 213-263 3.45 6.25 -11.4 0,9 -0,945 -0,849 2,6 -0,011
А1йиП-15М 12Х18Н9Т Хромированная поверхность 20-100 0,74 0,04
Ф-3 Ф-3 90-173 173-273 0 1,25 0,255 0,039
Интересным фактом являются малые значения коэффициентов трения пар, в которых пальчиковый образец (неподвижный) изготовлен из мягкого металла (Fe, Ni); коэффициент трения примерно вдвое ниже коэффициента трения в одноименных парах. Как общая закономерность в табл. 4 прослеживается практическое постоянство коэффициента трения чистых металлов в температурном диапазоне от 20 до 300 К.
Дополнительные сведения о коэффициенте трения металлов в газообразных средах при низких температурах приведены в работе [15].
Кольцо из стали 40Х диаметром 70 мм подвергали закалке of 85О°С и последующему отпуску при 200°С; индентор диаметром 10 мм из стали Г13Л после закалки от 1050°С с охлаждением в воде имел аустенитную структуру, скорость скольжения 0,11 м/с; нормальное усилие 5,2 кгс, шероховатость поверхности до 9-го класса; коэффициент трения в воздухе при температурах 83 и 293 К равен 0,56.
Значения коэффициентов трения в узлах трения с неметаллическими материалами в газообразных средах при низких температурах приведены в табл. 5 и 6.
Температурная зависимость коэффициента трения для материалов, указанных в табл. 6, может быть аппроксимирована зависимостями вида
f=aT+b, (1)
где Т — абсолютная температура поверхности трения; а и b — постоянные коэффициенты, приведенные в таб0 7.
Трение в вакууме. В табл. 8, 9 приведены значения коэффициентов трения различных пар материалов в вакууме при низких температурах.
В ряде случаев при трении в условиях низких температур пластических материалов наблюдается монотонное изменение коэффициента трения с понижением температуры, например, для полиэтилена при понижении температуры от 233 до 213 К коэффициент трения возрастает в отличие от общего характера зависимости его от температуры в диапазоне 293 —193 К. Нарушение монотонности темпера-
370
8. Значение коэффициентов трення в вакууме при низких температурах для металлов
Материал пар трения Давление, мм рт. ст. Температура, К f Литература
I II
А1 А1 10-10 10'8 5 77 2,2-2,4 2,5-2,8 [17]
Си Си 10-10 5 i • >5
Си*' Си*' 10’8 77-300 > 5
5-10"10 73 273 3 4 [4]
РЬ РЬ Ю-10 кг8 5 77-300 >6 >6
Fe Fe 10-Ю 5 1,1-1,2 [17]
кг8 77 300 1,1-1,3 1,5-1,8
Zn Zn 10-ю 5 0,25-0,36
10"8 77 300 0,35-0,40 0,5-0,55
Сталь 40Х*2 Сталь 40Х* 5 10-7 83 0,4-0,5 -[16]
Сталь 110Г13Л Сталь 40Х 5 1O-7 293 83. 0,6-0,7 , 0,95 JI5J
*1 — *2 _ Медь электролитическая. Сталь 40Х цианированная.
9. Значение коэффициентов трепня неметаллических материалов в вакууме 10-5 мм рт. ст. |22|
Материалы пар трения Температура, К
I II 193 213 233 253 273
Полиэтилен Полиэтилен 0,33 0,4 0,38 0,42 0,53
Фторопласт-4 Фторопласт-4 0,2 0,2 0,7 0,11 '0,1
Фторопласт-3 Фторопласт-3 0,3 0,31 0,35 0,41 0,48
Полиметил- Полиметил-
метакрилат метакрилат 0,45 0,45 0,46 0,48 0,54
турной зависимости коэффициента трения наблюдается также и в гелии (см. табл. 7) для пар Ф4Ж-20 — 12Х18Н9Т при температурах 168—223 К и АМИП-15М — 12Х18Н9Т в диапазоне температур 168 —213 К.
Расчет температурного поля в торцовых узлах трения
Выделение теплоты трения в узлах трения, расположенных в непосредственной близости от основных рабочих частей, машины, может оказать существенное влияние на технические характеристики этих машин, например холодопроизводительность, КПД, предельно достижимый температурный уровень, длительность пускового режима. Для узлов трения низкотемпературных машин обычно псио.чь-
371
chipmaker.ru
зуют материалы, отличающиеся низкой теплопроводностью, поэтому температурное поле, возникающее в таких узлах трения, во многоц определяет их работоспособность, надежность, износостойкость и мощность трения. В торцовых узлах трения низкотемпературных машин, где коэффициент взаимного перекрытия фактически равен единице, теплота трения, температура и температурный градиент являются важными факторами, влияющими на работоспособность изделия.
-Задача о нестационарном температурном поле, возникающем во вращающихся торцовых уплотнениях, рассмотрена в работах [18, 23] с учетом изменяемости коэффициента трения с температурой. Для начального периода работы, характеризующегося наибольшей напряженностью температурного поля, торцовый узел трения можно рассматривать как систему двух однородных полуограниченных стержней цилиндрической кольцевой формы, прижатых торцами один к другому. При вращательном движении одного из них относительно общей оси в месте контакта выделяется теплота трения, величина которой зависит от скорости скольжения, нормального усилия прижатия стержней и коэффициента трения, в общем случае зависящего от температуры поверхности трения, изменяющейся во времени. Задача формулируется при следующих допущениях: задача является одномерной, теплота трения выделяется равномерно по всей площади контакта, теплообмен с окружающей средой отсутствует, термическое сопротивление в месте контакта мало и им можно пренебречь, коэффициент трения есть известная функция температуры поверхности трения, теплофизические свойства Mai ериалов не зависят от температуры. Математическая модель представляет собой систему двух дифференциальных уравнений
• fa’ fa’ St ‘ Sxl
где*! *= 1, 2; t > О; 0 < х( < оо.
Начальные условия при t = О; 92 (х2, 0) = 90, Э2 (х2, 0) = 90.
Краевые условия на поверхности трения х2 = х2 = 0:
92 (0, t) = 92 (0, t) = 9 (t); q (9 (t)) = 9i (9 (0) + q2 (9 (<)),
где
91 (9 W) = -Xi q2 (9 (0) = -X2 -f^. vXj OX2
'На бесконечном удалении от поверхности трения х2 = х2 = оо:
9i (°о, t) = 9ol 92 (оо, t) = 90.
При линейной зависимости коэффициента трения от температуры [см. формулу (1) и табл. 7] температура в i-м теле пары трения (i = 1; 2) может быть вычислена по формуле
9;.(Хо t) = 90 + KJi,
(2)
здесь _________
2 l/Fo‘ Г
7( = 1 д- f exp К2 (FOj — г
.21
2 K([Fo,-r
(3)
л
ехр(—E2)J<; Jr;
о
Foj = «jt/xf, Kj = Р Jx./j/o^, i = 1; 2;
(4)
45 (r2 -ПУ
(5)
p =
372
10. Зависимость коэффициента I от комплекса К при некоторых значениях Fo
1„ при Fo
1 5 10 15 20 25
0,002 0,3998 1,654 2,671 3,465 4,140 4,738
0,004 0,4004 1,660 2,685 3,488 4,172 4,779
0,006 0,4010 1,666 2,699 3,510 4,203 4,820
0,008 0,4015 1,672 2,713 3,533 4.236 4,861
0,010 0,4021 1,678 2,727 3,557 4,268 4,904
0,012 0,4026 1,684 2,742 3,580 4,301 4,946
0,014 0,4032 1,690 2,757 3,604 4,335 4,990
0,016 0,4038 1,696 2,771 3,628 4,369 5,035
0.018 0,4043 1,702 - 2,786 3,653 4,404 5,080
0,020 0,4049 1,709 2,801 3,678 4,439 5,125
0,040 • 0,4107 1,773 2,960 3,941 4,816 5,623
0,060 0,4167 1,842 3,134 4,238 5,250 6,207
0,080 0,4228 1,915 3,326 4,575 5,753 6,897
0,100 0,4291 1,994 3,539 4,957 6,339 7,720
В формулах приняты .следующие обозначения: t — время; х — расстояние от поверхности трения в i-м теле пары трения; 90 — начальная температура пары зрения; at — коэффициент температуропроводности материала i-ro тела пары трения; Х( — коэффициент теплопроводности материала i-ro тела пары трения; п — частота вращения; N — нормальное усилие; г2 и г2 — внутренний и наружный радиусы колец торцового узла трения; а и b — коэффициенты формулы (1).
Коэффициент I, зависящий от двух безразмерных комплексов величин К и Fo, для удобства выполнения расчетов был вычислен на ЭВМ для широкого диапазона параметров, некоторые данные приведены в табл. 10.
Температура поверхности трения при линейной зависимости коэффициента трения от температуры может быть вычислена в нестационарном режиме начала работы по формуле ' ,
9(о,о = э0 + ^-рлп, (6)
где
1 ' Г 2 ~] л?
/п = —— f exp [p2d2 (t - с)] 1 + -y=- J exp(—t2)rft —3-; (7)
J/тг о L |/л о -I I/t
Э (0, t) — температура поверхности трения, зависящая от времени;
- г?) ,____
(Xj |/ «2 + Я1 ’ 45 (1'2 ~~ Г1)2
Величина 1„, зависящая от пределов интегрирования и комплекса величин pd, для удобства выполнения расчетов была вычислена на ЭВМ для широкого диапазона параметров, некоторые данные приведены в табл. 11.
Пример 1. Вычислить температуру поверхности торцовой пары трения фторопласт-4 — сталь 12Х18Н9Т через 10 мин после начала движения.
Исходные д ан ные: п = 5000 об/мин, N = 0,6 кге, а = 1 • 10“3K~l, b = 0,027, п =0,02 м, гг = 0,03 м, 90 = 273 К, >4 = 15,6 Вт/(м-К), С, =0,462 кДж/(кг-К), щ = 8130 кг/кг3, ?.2 = = 0,279 Вт/(м К), С2 = 0,973 кДжДкг К), р2 - 2150 кг/м3 (индекс 1 относится к нержавеющей стали).
Расчет: коэффициенты температуропроводности а, = 4,15 • 10*6 м2/с; а2 =0.133 • 10 6 м2/с; коэффициент р = 1,19- 10’4 [формула (5)]; коэффициент d = 8,46 [формула (5)]; величина р</ = 0,001; величина /п = 28,25 (табл. 11); величина /о = 0,3 [формула (5)]; температура гюверхнос! и 3 «= 281,5 К [формула (6)].
373
chipmaker.ru
11. Зависимость коэффициента 1П от времени
Вре-мя, с 1„ при ₽d Вре- МЯ, с 1п при pd
0,0 0,0001 0,001 0,01 0,0 0,0001 0,001 0,01
60 8,740 8,746 8,800 9,377 720 30,277 30,350 31,012 39,239
‘120 12,361 12,373 12,482 13,667 780 31,518 31,592 32,310 41,317
180 15,139 15,157 15,320 17,138 840 32,703 32,788 33,562 43,361
240 17,481 17,505 17,723 20,192 900 33,851 33,942 34,772 45,375
300 19,544 19,574 19,848 22,985 960 34,961 35,058 35,944 47,363
360 21,409 21,446 21,774 25,596 1020 36,037 36,140 37,082 49,329
420 23,125 23,167 23,551 28,073 1080 37,082 37,191 38,189 51,276
480 24,722 24,770 25,209 30,445 1140 38,099 38,213 39,267 53,206
540 26,221 26,275 26,770 32,734 1200 39,088 39,208 40,320 55,120
600 27,639 27,700 28,250 34,956 1260 40,054 40,180 41,347 57,022
660 28,988 29,055 29,661 37,121 1320 40,996 41,128 42,352 58,912
Пример 2. Вычислить температуру в толще тел пары трения на расстоянии 8 мм от поверхности трения через 7 мин после начала движения.
Исходные данные : см. пример 1.
Расчет: коэффициент р = 1,19- К)-4 [формула (5)]; коэффициент d = 8,46 [формула (5)]; величины Kj = 3,95 • 10-3, К2 = 21,9• 10-3 [формула (4)]; величины Гоi = 27,2, Го2 = 0,87 [формула (4)]; величины I, = 4,9, 12 — 0,4 (табл. 10); температура в теле из нержавеющей стали на глубине 8 мм через 7 мин 81 = 278,8 К; температура в теле из фторопласта-4 на глубине 8 мм через 7 мин Э2 = 275,6 К.
В этот момент времени температура поверхности трения равна 280 К.
Список литературы
1. Алексеев В. И., Ковальченко М. С. Некоторые закономерности изнашивания металлов и металлоподобных карбидов в вакууме при низких температурах.—«Фнзико-химнческая механика материалов», 1971, № 3, с. 38—42.
2. Архаров А. М., Воронин Г. И., Харитонова Л. Д.-Прибор для исследования сухого трения прн низких температурах. — «Приборы и техника эксперимента», 1971, № 4, с. 235 — 236.
3. Архаров А. М., Харитонова Л. Д. Экспериментальное исследование антифрикционных свонс 1 в материалов на основе фт ороиласта при низких температурах. — «Известия вузов. Машиностроение», 1973, № 7, с. 122—126.
4. Браун и Бартон. Прибор для измерения трения и-адгезии в сверхвысоком вакууме.— «Приборы для научных исследований», 1966, № 12, с. 61 — 63.
5. Брюшке и Экман. Прибор для измерения трения в сверхвысоком вакууме. — «Приборы для научных исследований», 1963, № 9, с. 17.
6. Днтрих, Таунсенд, Зарецкий. Усталость тел качения при низких температурах и смазке фтористыми полиэфирами. — «Проблемы трения и смазки», 1971, № 3, С. 50 — 58.
7. Карагусов И. X. Влияние температуры на антифрикционные свойства поршневого манжетного уплотнения из ФН-202. — «Кислородное и автогенное машиностроение», 1965, вып. 1, с. 10 — 11.
8. Киелнк В. Ж, Применение гелиевого торцового уплотнения в насосе для жидкого кислорода. Пер. с англ. — «Проблемы трення и смазки», 1969, № 4, с. 75 — 81.
9. Кулеба В. И., Любарский И. М. Исследование процесса трения и изнашивания материалов в среде жидкою азота.—«Проблемы трения и изнашивания», 1976, № 9, с. 71—75.
10. Ларионов В. П„ Ковальчук В. А. Хладостойкость и износ деталей машин и сварных соединений. Новосибирск, Сибирское отделение изд-ва «Наука», 1976. 206 с.
И. Новицкий Л. А., Кожевников И. Г. Теплофизическпе свойства материалов при низких температурах. М., «Машиностроение», 1975. 216 с.
12. Самсонов Г. В., Запорожец А. А. Развитие электронных представлений о процессе изнашивания переходных металлов в среде жидкого азота.—«Физико-химическая механика материалов», 1970, № 6, с. 43 — 48.
13. Смирнов Е. Н., Кудрявцев Е. А., Смирнов Е. В. Применение антифрикционных материалов в насосах для сжиженных газов высокого давления. — «Химическое и нефтяное машиностроение», 1973, № 10, с. 39 — 40.
14. Справочник по физико-техническим основам криогеники. Под ред. М. П. Малкова. М., «Энергия», 1973, 387 с. Авт.: М. П. Малков, И. Б. Данилов, А. Г. Зельдович, А. Б. Фрадков.
15. Тренне и износ при низких температурах. — «Металловедение и термическая обработка металлов», 1971, № з, с. 9 — 12. Авт.: Г. Н. Преснякова, И. М. Любарский, В. ф. Удовенко, Е. И. Марьяхпна, С. С. Черняк.
374
16. Трение планированной стали 40Х в вакууме при температурах -190 н + 20'JC.-В сб.: Поведение материалов в условиях вакуума и низких температур. Харьков. 1972. с. 42 - 46. Авт.-. Г. Н. Преснякова, И. М. Любарский, В. Ф. Удовенко, Е. И. Марьяхина.
17. Установка для исследования процесса внешнего трения и смазывания в сверхвысоком вакууме при температурах от 500 до 5 К.—«Проблемы трения и изнашивания», 1972, № 2, с. 68-73. Авт.: С. С. Карапетян, В. С. Оськин, А. Н. Пономарев, А. А. Силин.
18. Харитонова Л. Д. Расчет температурного поля в узлах трения низкотемпературных машин. — «Известия вузов. Машиностроение». 1973, № 12, с. 105 —ПО.
19. Элкоини Б. В. О работоспособности сепараторов шарикоподшипников прн низких температурах. — «Вестник машиностроения», 1968, № 2, с. 34 —36.
20. Burton R. A., Russel J. A., Ku Р. М. Netallic friction at cryogenic temperatures.— «Wear», 1962, N 5, p 60 — 68.
21. Flom D. G., Porile N. T. Friction of teflon Sliding on teflon. -»«Journal of applied Physics», 1955. N 9, p. 1088-1092.
22. King R. F., Tabor D. The effect of temperature on the mechanical properties and the Friction of Plastics.—«The Proceeding of the Physical Society», 1953, vol. 66B, p. 728 — 734.
23. Schaaf S. A. On the superpostion of a heat source and contact resistance. — «Quarterly of applied mathematics», 1947, vol. 5, p. 107—111.
24. Swenson C. A. Mechanical Properties of teflon at low temperatures.— «Review of Scientific Instrument», 1954, N 8. p. 834—835.
25. Wisander, Johnson. Wear and Friction in liquid nitrogen with austenitic stainless steel harring various surface coatings. — «Advancing Cryogenic Engineering», 1960, vol. 4.
I chipmaker.ru
Глава 15
Фреттинг-коррозия
Chipmaker.ru
Общие сведения
Ресурс работы многих- узлов ограничивается износом или разрушением контактирующих деталей в результате развития фреттинг-коррозии, возникающей при колебательном относительном движении контактирующих поверхностей. Такое движение может быть вызвано вибрациями, возвратно-поступательным перемещением, периодическим изгибом или скручиванием сопряженных деталей и т. п. Наличие проскальзывания между сопряженными поверхностями — необходимое условие возникновения фреттинг-коррозии. Вследствие интенсивного износа детали теряют конструктивные размеры и допуски. При фреттинг-коррозии значительно ухудшается качество поверхностных слоев (повышенная шероховатость, каверны, подповерхностные микротрещины), что приводит к существенному снижению усталостной прочности деталей.
Фреттинг-коррозия (от английского fret — разъедать, подтачивать) по ГОСТ 5272 —68* — коррозия при колебательном перемещении одной поверхности относительно другой в условиях воздействия коррозионной среды. Изнашивание при фреттинг-коррозии по ГОСТ 16429 — 70 это коррозионно-механическое изнашивание соприкасающихся тел при малых колебательных перемещениях. В редких случаях, когда контактируют благородные металлы или неметаллические материалы, а также когда трутся поверхности химически активных металлов в глубоком вакууме или в сухих инертных газах, пользуются термином фреттинг или фреттинг-износ. Усталостное повреждение, непосредственно связанное с развитием фреттинг-коррозии, называют фреттинг-усталостъю. Иногда термином фреттинг обозначаю! собственно действие, заключающееся в колебательном относительном движении прижатых одна к другой деталей.
Фреттинг-коррозия является особой формой износа и по условиям возникновения и характеру проявления имеет следующие отличия от обычного износа при однонаправленном скольжении:
вследствие малой амплитуды смещений удаление продуктов износа из зоны трения затруднено и повреждения при фреттинг-коррозии сильно локализованы на площадках действительного контакта;
скорость относительного перемещения контактирующих поверхностей намного ниже традиционных скоростей однонаправленного трения скольжения. Так, при амплитуде скольжения 0,025 мм и частоте колебаний 30 Гц максимальная скорость равна 4,7 мм/с, а средняя скорость — 3 мм/с;
если при обычном трении скольжения присутствие кислорода может уменьшать износ, то в условиях фреттинг-коррозии кислород усугубляет повреждение. Продуктами фреттинг-коррозии металлов являются в основном их окислы.
Чаще всего фреттинг-коррозия развивается при различных прессовых посадках на вращающихся валах, в местах посадки лопаток турбин и компрессоров, в шлицевых, шпоночных, болтовых, винтовых и заклепочных соединениях. Фреттинг-коррозии подвержены канаты и канатные шкивы, контактные поверхности подшипников качения, передающих нагрузки в отсутствие качения, муфтовые соединения,
376
контактные поверхности рессор и пружин, предохранительных клапанов и регуляторов, кулачковые и шарнирные .механизмы, электрические контакты и т. п. Повреждения от фреттинг-коррозии проявляются в виде натиров, налипаний металла, вырывов или раковин, часто заполненных порошкообразными продуктами коррозии, полос пли канавок локального износа, а также поверхностных микротрещин. На поверхностях, подверженных фреттингу, возникают схватывание, микрорезание, а также усталостное разрушение микрообъемов, сопровождающееся окислением и коррозией (усталостно-коррозионные процессы). В зависимости от условий нагружения, свойств материалов, состава окружающей среды Один из перечисленных процессов может играть ведущую роль, а остальные — сопутствующую. Наличие на поверхностях трения окрашенных пятен, в которых сосредоточены спресованные окислы, является первым диагностическим признаком фреттинг-коррозии.
Кроме изменения геометрии детали и порчи ее внешнего вида, повреждения от фреттинга приводят к более вредным последствиям, связанным с нарушением размерной точности. При этом возможны две ситуации. Если продукты фреттиш-коррозии имеют некоторый выход из зоны контакта, то это ведет к потере первоначальной пригонки и ослаблению натяга контактирующих деталей. С другой стороны, если продукты фреттинг-коррозии не имеют свободного выхода из зоны контакта, то в системе может возникнуть заедание и даже заклинивание, тем более, что объем образующихся коррозионных продуктов обычно больше объема металла, перешедшего в окисное состояние. Эта ситуация особенно опасна в Случаях, когда контактирующие детали при работе должны время от времени разъединяться (например, в предохранительных клапанах и регуляторах).
Испытания на фреттинг-коррозию
Детальный обзор методов испытания на изнашивание изложен в работах [1, 2, 3].
Экспериментальный опыт показывает, что испытания на изнашивание при фреттинг-коррозии наиболее целесообразно проводить в условиях плоского кольцевого контакта.
В качестве критерия фреттингостойкости могут служить износ по массе Д1/м или линейный износ U и эти же величины, приведенные к единице пути трения.
Средний линейный износ определяют профилографированием дорожки трения. Хотя указанные методы дают меру общего повреждения, однако в отдельных случаях они могут оказаться недостаточно объективными. Так, например, глубокие язвы на небольшой площади могут быть более опасными, чем неглубокие того же обьема, и наоборот. Метод определения по массе малоэффективен в случае небольших изнОсов, тем более, что возможен взаимный перенос материала с одной поверхности на другую. Степень повреждения от фреттинг-коррозии можно оценивать также произведением из площади на глубину повреждения.
Перед испытанием образцы тщательно притирают и обезжиривают. После испытаний удаляют окислы с поверхностей трения механически и с помощью растворов. Практически во всех случаях окислы можно удалить следующими составами:
№ 1 (на 100 мл раствора в воде): гидрохинон 4 г, ортофосфорная кислота (концентрированная) 22 мл, спирт 20 мл;
№ 2 (консистентный): жидкое стекло (плотность 1,2 — 1,25) 70 мл, соляная кислота 100 мл. Жидкое стекло добавляют в соляную кислоту, перед употреблением смесь выдерживают 24 ч.
377
chipmaker.ru
Факторы, влияющие на развитие фреттинг-коррозии
Интенсивность разрушения контактирующих поверхностей при фреттинг-коррозии зависит от механических параметров контактного взаимодействия, природы контактирующих материалов, состава внешней среды (газовой или жидкой), и т. д.
Амплитуда относительного скольжения. Относительное скольжение контактирующих поверхностей является необходимым условием возникновения фреттинг-коррозии. Очень малая амплитуда скольжения (8-10-7 мм) уже считается достаточной для инициирования заметного повреждения. По мере увеличения амплитуды проскальзывания процессы, развивающиеся при контактном трении колебательного характера, все больше становятся похожими на обычный износ.
Величина износа при фреттинг-коррозии обычно прямо пропорциональна амплитуде скольжения, однако в ряде случаев наблюдалась и параболическая зависимость (рис. 1). Причем особенно резкое возрастание износа стали происходит при амплитудах более 0,10—0,15 мм, когда начинают существенно проявляться процессы схватывания. При очень малых амплитудах имеет место трение качения, так как в этих условиях частицы окислов могут играть роль подшипников, что затрудняет возникновение узлов схватывания. Закон изменения износа в зависимости от амплитуды скольжения неодинаков для различных материалов контактирующих пар, а также схем и условий проведения экспериментов.
Контактное давленне. Заметные повреждения от фреттинга могут возникать при самых незначительных давлениях (в ненагруженных подшипниках качения, при незатянутых болтах и т. п.). Оценка влияния нагрузки на развитие фреттинг-коррозии усложняется тем, что в процессе работы сопряжения фактическое контактное давление не остается постоянным, это связано с изменением исходного микрорельефа контактирующих поверхностей и образованием прослойки продуктов износа.
Закон изменения величины износа в зависимости от нормальной нагрузки может быть различным (линейный или параболический) для- различных схем и условий испытаний, свойств материала, критериев оценки повреждаемости, амплитуд скольжения и диапазонов исследуемых нагрузок (рис. 2, 3).
Рис. 1. Зависимость объемного износа U„ от амплитуды скольжения а, низкоуглеродистой стали по. дюралюминию при N = 19 кгс; Nv — — 10е циклов (по О. Н. Муравкину. А. В. Рябченкову, П. Н. Панафидину)
Рис. 2. Зависимость износа углеродистой стали от удельной нагрузки (а, = 0,09 мм; N„ = 67800 циклов; f~38 Гц):
1 — по Риду и Баттеру; 2 - по И. Фенгу и Г. Улиту; 3 - по К. Г. Р. Райту
378
Рис. 3. Зависимость износа сталей 20 (4), 18Х2Н4МА (3). ЗОХГСА (2), сплава Д16 (1) от нормальной нагрузки (в паре со сталью ЗОХГСА а, = 0,3 мм; Na = 27-10* циклов; f ~ 25 Гц) по В. Д. Шипилову и др.
Рис. 4. Зависимость объемного износа от удельной нагрузки при о, = 0,05 мм; f — 25 Гц; Nu = 250 • 1О3 циклов:
1 — закаленная сталь 45; 2 — сталь 12Х18Н9Т; 3 - бронза БрАЖН9-4-1;
4 — сплав Д16Т; 5 — армко-железо; 6 — нормализованная сталь 45
Если жесткость системы привода испытательного устройства недостаточна, увеличение нормальной нагрузки может привести к уменьшению амплитуды относительного перемещения и к снижению величины износа. Однако уменьшение износа по достижении некоторого критического значения нагрузки следует связывать не только с уменьшением амплитуды скольжения, так как аналогичная закономерность наблюдается и в случае, когда амплитуда поддерживается постоянной (рис. 4): величина износа вначале растет до нагрузки 600—800 кгс/см2 а затем уменьшается. Такой характер изменения износа свидетельствует о том, что с повышением нагрузки происходит смена ведущих процессов фреттинг- коррозии. При нагрузках, соответствующих восходящим ветвям кривых, на поверхностях контакта протекают наиболее типичные для фреттинг-коррозии усталостнокоррозионные процессы, когда кислород воздуха еще относительно легко поступает в зону трения. Снижение износа при нагрузках выше критических связано с интенсификацией процессов схватывания и взаимного переноса металла. Хотя общие материальные потери уменьшаются, тем не менее с ростом удельной нагрузки увеличивается глубина локальных повреждений. Увеличение удельной нагрузки сопровождается замедлением роста силы трения, что обусловлено пластическим течением металла и активизацией тепловых эффектов.
Частота колебаний. При изменении частоты колебаний меняются три фактора: период цикла, скорость относительного перемещения и контактная температура.
Рве. 5. Зависимость износа низкоуглеродистой стали е сухом воздухе от частоты колебаний и амплитуды скольжения при ра— 3.7 кгс/мм2; I — а, = ОДЗ мм; Nn = 67 800 циклов; 2 — а, *= 0,091 мм; Na — 457 800 циклов; 3 — а,= = 0,091 мм; А’,, = 67 800 циклов; 4 — в, = = 0,01 мм; 1УЦ = 67 800 циклов; Q - после пересчета на температуру 25°С; • — при температуре опыта (по Фенгу н Улиту)
379
Рис. б. Влияние частоты колебаний (циклов) на износ стали 15 (р„ = 5 кгс/мм1. а, = = 0,524 -мм).-
1 - »ц = 103 550; 2 - п„ = 70 850; 3 - иц = = 38 150; 4 — пц = 16 350; 5-«„=10900;
-6 - пц = 5450; 7 - п„ = 2725 (по А. В. Ряб-ченкову, О. Н. Муравкину)
Рис. 7. Влияние частоты колебаний на 'фреттинг-коррозию сплава Д16 (1), сталей 18Х2Н4МА (2), 20 (3) и 30ХГСА (4) при а, = 0,3 мм; ра = 1,25 кгс/мм1; ЛТи = = 2.7 105 циклов (по В. Л. Шипилову и др.)
Обычно с повышением частоты колебаний фреттинг-пзнос в воздухе убывает до определенного значения, а затем намечается тенденция к его стабилизации (рис. 5 и 6). В атмосфере азота износ от частоты колебаний не зависит. Важным фактором, который определяет величину износа является образование и разрушение поверхностных окисных пленок. Учитывая, что с уменьшением частоты колебаний при постоянной амплитуде время окисления участков контакта металлических поверхностей между съемами пленки возрастает, можно ожидать соответствующего увеличения износа.
Очевидно, критическая частота, при которой наиболее возрастает износ, и сама скорость этого роста должна зависеть от стойкости материала к окислению. Действительно, устойчивые против окисления стали (например, сталь 18Х2Н4МА) мало реагируют на изменение частоты (рис. 7). Аномальный характер частотной зависимости у сплава Д16 обычно объясняется преимущественной ролью абразивных процессов. Из рис. 5 следует, что эффект частоты возрастает с увеличением амплитуды скольжения, контактного давления и продолжительности испытаний.
Изменение интенсивности изнашивания при фреттпнг-коррозип с изменением частоты колебаний Также объясняется тем, что усталостная долговечность металлов при уменьшении частоты нагружения заметно снижается.
Число циклов нагружении. Разрушение контактирующих поверхностей вследствие фреттинг-коррозии увеличивается с ростом продолжительности испытаний. Однако закономерность развития фреттинг-коррозии с ростом числа циклов может изменяться в зависимости от свойств материала, амплитуды скольжения н удельной нагрузки. Обычно скорость износа стали особенно велика в период приработки, а затем она уменьшается, причем на ранней стадии возможно существование иа кривой износа горизонтального участка (рис. 8), связанного с повторным переносом металла с одной поверхности- на другую.
При малых амплитудах и умеренных контактных нагрузках кривая износа на определенном этапе испытаний может приобрести затухающий характер; при
380
Рис. 8. Зависимость износа низкоуглеродч-стой стали при фреттинг-коррозии от Количества циклов погружения при а, == — 0,097 мм; f — 9 Гц; р„ = 3,72 кгс/мм2: 1 — в воздухе; 2 — в азоте; 3 — начальный участок кривой 1 (по И. Фенгу 31 Г. Улиту)
Рис. ^Зависимость объемного износа стали от относительной влажности:
1 — по Н. Сода и А. Аокн; 2 — по К. Г. Р. Райту
высоких амплитудах, а также при больших удельных нагрузках величина износа обычно пропорциональна пройденному пути.
Возможны случаи, когда при возникновении очень твердых продуктов фреттинг-коррозии (например, для алюминия и его сплавов) износ с самого начала возрастает линейно, свидетельствуя о преимущественной роли микрорезания Если тангенциальные смещения сопряженных поверхностей сопровождаются пульсациями нормальной нагрузки, износ может приобрести катастрофическую скорость.
Внешняя среда. Интенсивность фреттинг-коррозии сильно зависит от коррозионной активности газовой среды и тем в большей степени, чем выше химическая активность металла. Износ в воздушной среде больше, чем в вакууме, азоте, водороде и в гелии. В среде кислорода все металлы больше повреждаются фреттипг-коррозией, чем в воздушной среде.
Сведения о влиянии влажности на развитие фреттинг-коррозии противоречивы. По одним данным с увеличением .влажности до 100% износ стали уменьшается на 50—60% по сравнению с сухим воздухом. По другим данным изменение износа с ростом влажности может быть более значительным, причем зависимость износа в функции от влажности не всегда имеет монотонный характер (рис. 9). Одним из факторов, способствующих уменьшению износа во влажном воздухе, является изменение фрикционных характеристик вследствие адсорбции или капиллярной конденсации водяных паров на трущихся поверхностях.
Обычно - износ в воздухе в несколько раз больше, чем при испытании в жидких средах (например, дистиллированная вода, раствор едкого натра). По-видимому, скорость образования защитных окисных пленок в жидких средах больше, чем при сухом трении. Кроме того, в жидкости продукты износа имеют меньшую твердость, а также частично вымываются из зоны контакта, что снижает абразивный износ.
Смазка. Несмотря на то, что смазка обычно не обеспечивает полного предотвращения фреттинг-коррозии, наличие любой смазки все же лучше, чем ее отсутствие. Жидкие смазки на масляной или жировой основе оказывают наибольший эффект при полном погружении в них трущихся поверхностей, когда обеспечивается подача смазки в зону трения и изоляция поверхностей от кислорода воздуха. Более эффективны смазки, в которых кислород имеет низкую растворимость и коэффициент диффузии. Кроме того, смазка должна иметь хорошую сцепляемость с поверхностью, выдерживать высокие давления, обладать высоким сопротивлением окислению и стабильностью свойств во времени. Так, при одинаковой вязкости полиглпкольные эфиры и диэфиры являются более эффективными, чем нефтяные масла. Из приборных синтетических смазочных материалов наибольшую фреттипгостойкость обеспечивают масла и смазки, обладающие высокой
381
chipmaker.ru
смазочной способностью: ВНИИ НП-6, МН-60, ВНИИ НП-223. Масла и смазки на основе силоксановых жидкостей типа МП-601, МП-610, ВНИИ НП-274, ВНИИ НП-293 не обеспечивают достаточную фреттипгостойкость. Маловязкие минеральные масла (трансформаторное, веретенное) обладают слабой способностью предотвращать фреттинг-коррозию, в то время как маловязкие синтетические диэфир-ные масла с фосфорорганическими присадками типа трикрезилфосфата (например, масла ВНИИ НП-50-1-4Ф) способны существенно затормозить ее развитие. Некоторые неметаллические пленки, создаваемые, например, при фосфатировании и анодировании, способны сохранять масляную пленку на контактирующих поверхностях, что позволяет значительно снизить фреттпнговые повреждения.
При применении жидких смазок возникает проблема их удержания с помощью уплотнений, и все же в жестких условиях фреттпнга жидкие смазки чаще неспособны эффективно разделять поверхности.и предотвращать контакт. Поэтому в определенных случаях рационально применять пластичные смазки. В то же время антифреттинговые свойства консистентной смазки на любой основе сильно зависят от ее механической стабильности, вязкости, процентного содержания мыла, наличия присадок и др. Смазки, близкие по составу и вязкости, могут иметь различную фреттпнгостойкость в зависимости от чувствительности к сдвигу. Обычно большая повреждаемость наблюдается прп использовании смазок, устойчивых против сдвига. Начальная степень твердости смазки сама по себе не может характеризовать ее антифреттинговые свойства. Разбавление смазок до менее вязкой консистенции повышает их способность предотвращать фреттинг-коррозию. Однако иногда смазка с высокой проникающей способностью показывает гораздо худшую способность противодействия фрсттингу, что связано с процентным содержанием мыла в смазке.
Твердые металлические, смазки (свинец, индий) и неметаллические (графит, дисульфид молибдена) также могут иногда с успехом применяться для предупреждения фреттинг-коррозии. Тем не менее добавление дисульфида молибдена, графита, окиси цинка в консистентные смазки не дает эффекта, а иногда сказывается отрицательно.
Хорошие результаты дает использование £мазки на основе кальциевого мыла с противозадирными присадками. Характерно, что с понижением класса шероховатости поверхности ее фреттпнгостойкость в условиях смазки повышается. Объясняется это тем, что микровпадины являются естественными мпкромаслен-камп, регенерирующими граничные слои смазки; кроме того, в эти впадины собираются продукты износа. Однако, если металл имеет низкую твердость, с повышением шероховатости контактирующих поверхностей износ возрастает.
Фреттиигостойкость различных материалом. Повреждению при фреттинге в той или иной степени подвергаются все материалы (металлы и неметаллы) любого сочетания .В зависимости от контактного давления, амплитуды скольжения, продолжительности испытаний, смазки некоторые комбинации материалов могут повреждаться более, чем другие в одних условиях и оказаться менее чувствительными при других условиях. Три группы комбинаций материалов в соответствии с их чувствительностью к фреттпнгу приведены в табл. 1.
Между твердостью металлов и фреттпнгостойкостью пет определенной связи. Лишь материалы, не окисляющиеся в процессе фреттпнга (кварц, рубин, стекло, слюда и т. п.), проявляют повышенную сопротивляемость фреттингу с ростом твердости. Очевидно, повреждаемость поверхностей при фреттинг-коррозии в значительной степени зависит от абразивной способности продуктов износа. Кроме того, сопротивляемость фреттинг-коррозии зависит от способности материала противостоять динамическим нагрузкам (циклическая прочность), от коррозионной активности и его упруговязких свойств.
В некоторых случаях важную роль в повреждаемости" фреттинг-коррозией Играет электрохимический фактор. Из рис. 10 следует: чем более положительный электродный потенциал материала по отношению к стали 45, тем меньше этот
382
1. Сопротивление различных пар материалов действию фреттпнга (испытания в сухом воздухе без смазки, за исключением случаев, где это указано)
Сочетания материалов, показавшие сопротивление воздействию фреттинта
Хорошее Среднее Плохое
Чугун по чугуну: с фосфатным покрытием; с резиновыми прокладками; с резиновым клеем; с сульфидом вольфрама; с порошком нз дисульфида молибдена Чугун по нержавеющей стали с порошком из дисульфида молибдена По Мак Доуэллу Чугун по чугуну (с гладкой, шероховатой и необработанной поверхностью). Чугун по медному покрытию. Чугун по амальгамированному медному покрытию. Чугун по серебряному покрытию Чугун по чугуну с покрытием сдоем шеллака. Чугун по хромовому покрытию. Чугун по покрытию оловом
Холоднокатаная сталь по холоднокатаной стали. Закаленная инструментальная сталь по инструментальной стали Медь по чугуну. Латунь по чугуну. Цинк по чугуну Закаленная инструментальная сталь по нержавеющей стали. Алюминий из нержавеющей стали. Алюминий по чугуну. Магний по чугуну. Бакелит по чугуну. . Слоистый пластик по чугуну
Слоистый пластик по покрытию золотом Магний по медному покрытию. Цирконий по цирконию Покрытие золотом по покрытию золотом. Хромовое покрытие по хромовому покрытию.
По Грею и Дженни
Опескоструенная сталь со свинцовым покрытием по стали (очень хорошо). Сталь по стали с нейлоновой прокладкой толщиной 1,6 мм (очень хорошо). Сталь с фосфатным покрытием «Цинк энд Айрон» (бондериза-ция) по стали (хорошо при толстом слое) Опескоструенная сталь по стали. Сульфндно-покрытая бронза по стали. Литая бронза по стали с фосфатным покрытием. Магний по стали Сталь по стали. Опескоструенная сталь с медным, оловянным плн серебряным покрытием*1 по стали. Опескоструенная сталь с алюминиевой фольгой по стали. Азотированная сталь по стали, покрытой хромом*2. Сталь по стали с прокладкой из бериллиевой бронзы
Свинец по стали. Серебряное покрытие по стали. Сталь с фосфатным покрытием по стали По Сакману и Райтмайру Цинк по стали. Кадмий по стали. Медный сплав (фосфористая бронза) по стали Сталь по стали. Никель по стали. Алюминий или алюминиевый сплав по стали. Олово по стали. Покрытие сурьмы по стали
Серебряное покрытие по алюминиевому покрытию Цинк по алюминию. Медное покрытие по алюминию. Никелевое покрытие по алюминию. 'Алюминий по алюминию. Цинковое покрытие по алюминию. Сталь, нокрызая железом, по алюминию
383
Продолжение табл. 1
Сочетания материалов, показавшие сопротивление воздействию фреттинга --
Хорошее Среднее Плохое
Серебряное покрытие по алюминию. Железное покрытие по алюминию
*1 Сталь с серебряным покрытием может быть эффективна при малых нагрузках и малой толщине покрытия (0,1 мм).
*2 Некоторое улучшение при нагревании хромированной стали в течение 1 ч до 538°С.
материал повреждается фреттинг-коррозпей и, в свою очередь, тем больше подвергается износу сама сталь. В некоторых случаях с коррозионным фактором конкурирует фактор механический: материал с низкой коррозионной стойкостью, но с высокой циклической прочностью (например, сталь ЗОХГСНА) хорошо противостоит фреттингу. С другой стороны, высокая коррозионная стойкость при относительно низкой прочности также обеспечивает достаточную сопротивляемость материала фреттинг-коррозии. При сопоставлении материалов с соизмеримой химической активностью вытекает, что повреждаемость коррелирует с циклической прочностью. Электрохимический" фактор начинает действовать при появлении в зоне треиия окислов в высокодисперсном состоянии, способных активно адсорбировать и удерживать на. своей поверхности влагу и кислород воздуха. В табл. 2 приведены данные по фрегтпнгостойкостп некоторых материалов.
Температура и тепловые явления. На практике замечено, что зимой повреждение фрегтипг-коррозней обычно значительнее, чем летом. Экспериментально установлено, что со снижением температуры вплоть до — 140 С износ нпзкоугле-родистой стали при фреттинг-коррозии неуклонно возрастает, а в диапазоне от + 50 -до + 150С интенсивность фреттинг-корррзии практически не изменяется. При низких температурах возможно охрупчивание металла, а также возрастает адсорбция газов, что может сказаться на скорости химических реакций.
Вибрационное контактное взаимодействие может само привести к существенному повышению температуры в поверхностных слоях, величина которой зависит от амплитуды скольжения, удельной нагрузки и теплофпзических свойств контактирующих поверхностей (рис. И). На сопряженных поверхностях могут возникать
Рис. 10. Гистограммы объемного износа электролитических и термодиффузионных покрытий и контактировавшей с ними стали 45 при р„ = 5 кгс/мм2; Пц = 0,5 106 циклов
Рис. 11. Зависимость среднеобъемной температуры поверхностного слоя стали 45 от удельной нагрузки npuf = 25 Гц; 1—а,= = 0,02 мм; 2 — а, = 0,03 мм; 3 — а,= = 0,05 мм; 4 — а, = 0,08 мм
384
2. Фреттиигостойкость некоторых материалов (а, = 50 мкм, f = 30 Гн)*1
Сталь Состояние Фреттиигостойкость при давлении, кгс/см2, О10ч цикл мкм
100 300 500
ЗОХГСА Закалка с 870 —890=С в масле, отпуск при 400е С с охлаждением в масле 125 100 71.4
ЗОХГСНА Закалка с 890—900 С в масле, отпуск при 200 С 250 167 125
40ХНМА Закалка с 850 С в масле, отпуск при 600~С 200 125 83,3
38ХА Закалка с 860 С в масле, отпуск при 520'С 125 83,5 62,5
12Х2Н4А Закалка с 780 —810'С в масле, отпуск при 150—170 С иа воздухе 83.4 45,5 14,1
12ХНЗА 1-я закалка с 840 + 20 С в масле. 2-я закалка с 780 — 810 С в масле, отпуск при 150— 170~С па воздухе 100 71,5 43,2
14ГСН2МА (ДИ-ЗА) Закалка с 820 + 20 С в масле, отпуск при 190 С на воздухе 114 91 57,5
I8XHBA Цементация при температуре 980 — 1030'С. закалка с 950 С на воздухе, отпуск при 260 С 62,5 . 50 45.5
38ХМЮА Азотирование: 1 я ступень 500 — 520=С в течение 18 ч. 2-я ступень 540 — 560еС в течение 25 ч, охлаждение с печью 125 83,3 62,5-
16ХГТА Закалка с 790 —860 С в масле, отпуск при 160— 180"С 125 41,7 22,7
08X18Н ЮТ Закалка с 1050'С на воздухе 253 162 117
ХН38ВТ (ЭП703) Закалка с 1140 С в воде 250 83.3 71.4
14X17Н2 Закалка с 1020'С в масле, отпуск при 300 С. охлаждение на воздухе 278 167 125
13Х12Н2В2МФ Закалка с 1020 С в масле, отпуск при 700 С в воде 200 135 91
40Х12Н8Г8МФБ Закалка с 1150 -±_Ю С (1 ч 45 мин — 2 ч) в воде, старение двухсiупен-чагое при 670 С (16 ч), затем при 790 ± 10 С (16 ч), охлаждение на воздухе 250 167 > 106.3
ХН77ТЮР*2 Закалка с 1080 ± 10 С (8 ч) на воз-’ духе, старение при 700 + 10 £(’16ч). охлаждение на воздухе 334 200 116
ЖС6-К *г Закалка с 1210—1220 С (4 ч) на воздухе 227 167 79,4
111X15 Закалка с 835 —860 С в масле, отпуск при 150 С 83 23.8 15,6
ХВГ Закалка с 820 — 840 С в масле, отпуск при 160 —180 С 55.5 31,3 23
45 Закалка с 830 — 850 С, отпуск пр» 300 С 143 71,4 58,8
♦> Эталонным образном служила термически обработанная сталь 45 (закалка при темпера-Iуре 830 — 840 С, низкий отпуск до твердости HV 600).
*’ Сплав.
высокие мгновенные температуры до 700 - 800 С и при умеренных нагрузках. Эги температуры локализуются в точках фактическою контакта. Для материалов, имеющих пониженную теплопроводность, при прочих равных условиях, контактные тепловые явления проявляются в большей степени, что может приводить к структурным изменениям поверхностного слоя и активизации процессов схватывания.
385
chipmaker, ru
Механизм фреттинг-коррозии
Обобщенный подход позволяет выделить три основных стадии развития фреттинг-коррозии стали в условиях сухого трения. На первой стадии фреттинг-коррозии наблюдается упрочнение поверхностей контакта и циклическая текучесть поверхностных слоев; большая часть выступов фактического контакта взаимодействует один с другим пластически. Этому способствует схватывание ювенильного металла в соприкасающихся неровиост ях после разрушения естественных оксидных пленок. Разрушившиеся вследствие усталости выступы и срезавшиеся узлы схватывания создают первичные продукты разрушения, из которых часть окисляется. Однако большую часть продуктов износа на этой стадии составляют металлические частицы. Переход поверхностных слоев в ультрадисперсное состояние ускоряет реакции окисления.
На второй стадии фреттинг-коррозии в подповерхностных слоях продолжают накапливаться усталостные повреждения. Одновременно в зоне трения формируется коррозионно-активная среда вследствие адсорбции на окислах кислорода и влаги. Скорость износа на этой стадии невелика н он связан в основном с разрушением образующихся на поверхности трения оксидных пленок, причем количество продуктов износа в зоне трения оксидных пленок достигает равновесного значения вследствие того, что выход частиц из зоны контакта уравновешивается их возникновением. В этих условиях действует особый (механохими-ческий) механизм интенсификации окисления металлических поверхностей, связанный с тем, что при знакопеременных контактных взаимодействиях в тончайших поверхностных слоях возникает реакционноспособная мелкодисперсная структура. При этом образуется смешанная структура (из металла и окислов), которая может играть защитную роль, уменьшая скорость износа. Второй период фреттинг-коррозии можно назвать инкубационным. В оптимальных условиях сформировавшегося контакта предварительно упрочненные слои испытывают более умеренные циклические > нагрузки и в них накапливается усталостная повреждаемость, усугубляемая коррозионными процессами.
Образующиеся при фреттинг-коррозии металлов окислы высокой дисперсности, являясь полупроводниками, придают процессу каталитический характер. Такое действие окислов проявляется в ускорении процессов адсорбции кислорода и влаги в активных радикальных и ионрадикальных формах. При этом между контактирующими поверхностями формируется реакционная электролитическая среда.
Третья стадия фреттинг-коррозии связана с окончательным разрушением зон повреждаемости, предварительно разрыхленных усталостными и коррозионными процессами. С учетом возможности протекания электрохимических процессов эту стадию можно назвать стадией коррозионно-усталостного разрушения. В этот период поверхностные слои металла, длительное время подвергавшиеся циклическим деформациям, становятся настолько разупрочненными, что теряют устойчивость, и начинается их прогрессирующее отделение, что проявляется в росте скорости износа.
Количественная оценка фреттинг-коррозин
Современное состояние теории фреттинг-коррозии пока еще не позволяет проводить расчеты интенсивности изнашивания материалов при фреттинг-коррозии сугубо аналитическим методом. Существующие же экспериментально-аналитические методы оценки скорости поражения деталей машин фреттинт-коррозпей можно разделить на два направления в зависимости от того, что принимается в качестве критерия фреттпнгостойкости.
386
К первому направлению следует отнести расчет фреттингостойкости материалов, предложенный А. С. Ахматовым и М. С. Островским. В качестве критерия фреттингостойкости в этом расчете принимают длительность латентного периода фреттинг-коррозии (т), после которого нарушается сплошность граничного смазочного слоя и на поверхности контакта образуются глубокие вырывы металла:
т = к, Rae Ra
где А — амплитуда относительного смещения; f — частота вибрации; fcj и к2 — эмпирические коэффициенты, определяемые из экспериментальных данных. .
Второе направление количественной оценки фреттингостойкости деталей машин предполагает проведение расчетов величины износа.
Уравнение для величины приведенного износа при фреттинг-коррозии базируется на усталостно-коррозионном механизме фреттинг-коррозии и имеет вид
AF„ = k2NatNn + (к2 + k3N + k4N2)
где kt —к4 — константы, зависящие от химической активности, удельной поверхностной энергии и усталостной прочности материала; Л'ц — число циклов. Расчет величины коэффициентов проводится на основании экспериментальных данных для ДГ„ при нескольких наборах N, Nu, f, at (не менее четырех).
Защита от фреттинг-коррозии
Повреждение контактирующих поверхностей в основном определяется рядом ведущих процессов, к которым относятся коррозионно-усталостные процессы, схваты-, ванне и микрорезание, $)ти процессы развиваются в поверхностном слое одновременно, однако в зависимости от свойств контактирующих материалов и условий нагружения один из них становится ведущим и ограничивает ресурс работы сопряжения. Такое дифференцирование процессов, протекающих в поверхностных слоях металлов при фреттинг-коррозии, дает возможность наиболее рационально классифицировать различные мероприятия по предотвращению фреттинг-коррозии. На рис. 12 показана схема выбора методов защиты от наиболее типичного для фреттинг-коррозии процесса — от коррозионно-усталостного разрушения.
Сложная взаимосвязь физико-химических процессов при фреттинг-коррозии, а также влияние большого числа факторов, определяющих активность этих процессов в каждом конкретном случае; затрудняет разработку универсальных методов защиты. Поэтому большинство предложенных методов разработано и апробировано для частных случаев с конкретными условиями работы конструкции, в зависимости от которых один и тот же метод может давать неодинаковый эффект.
Конструктивно-технологические методы. К числу мероприятий, предотвращающих относительное перемещение поверхностей и фреттинг-коррозию, относятся такие конструктивные решения, как увеличение натяга для случагя прессовых посадок, использование демпфирующих устройств для гашения вибраций, улучшение подвода смазки и усовершенствование конструкции. Например, увеличение диаметра вала в месте посадки или нанесение разгрузочной канавки (рис. 13) задерживает появление фреттинг-коррозии. Разгрузочная канавка (рис. 13, в) должна быть таких размеров, чтобы имело место оптимальное равновесие между концентрацией напряжений в зоне фреттинг-коррозии и в районе основания канавки. Натяги, превышающие 25—30 мкм, практически предотвращают появление фреттинг-корро-
387
chipmaker.ru
Рис. 12. Выбор методов заи/иты от коррозионно-усталостного разрушения при фреттинг-коррозии
зии. Следует учитывать, что искажения геометрии сопрягаемых поверхностей (конусность, овальность и т. п.) способствуют возникновению фреттинг-коррозии.
Перемещение контактирующих поверхностей можно исключить за счет уменьшения тангенциальной силы путем нанесения на одну или обе поверхности покрытий с малым модулем упругости, но при условии, если при данной амплитуде скольжения тангенциальная сила не достигает предельной величины силы трения.
В качестве конструктивных возможностей для борьбы с фреттинг-коррозией рекомендуется применять бесконтактные лабиринтные уплотнения, вместо цилиндрической посадочной поверхности — шарообразную, трению скольжения предпочитать трение качения, плотно подгонять призматические и сегментные шпонки.
Широкие возможности для предупреждения фреттинг-коррозии дает подбор пар контактирующих материалов, слабо восприимчивых к фреттинг-коррозии (см. табл. 2). Использование таких коррозионно-устойчивых материалов, как тефлон и резина в соединении вал — втулка позволяет иногда полностью устранить фреттинг-коррозию. Тефлоновую пленку напыляют на вал, а затем подвергают термообработке и перед сборкой покрывают обычной консистентной смазкой. Возможны и другие варианты, когда тефлон и резину используют в качестве прокладок между контактирующими поверхностями.
Рис. 13. Схема конструктивных решений по устранению фреттинг-коррозии в соединении типа вал—ступицр. «-исходное решение; б, в — снижение концентрации напряжений увеличением диаметра вала (б) и проточкой канавки (в)
388
3. Степень повреждаемости стали от вида твердой смазкн (по данным Е. Е. Венсмантеля)
Смазка Коэффициент трения Количество циклов л • 10“* Повреждение
Водяная паста MoS, 0,055 5 1
Лаковая эмульсия MoS, * 0.115 15 о
Хромат цинка 0,070 15 4
Взвесь 25% порошка хромата цинка и 75% 5,2 О
MoS, в краске 0,090 9 3
— 15 5
Взвесь 10% порошка хромата цинка и 90%,
MoS, в краске 0,062 15 2
MoS, 0,048 15 г
Взвесь MoS, в черной патоке 0,045 15 о
Смесь мелкочешуйчатого графита с кремнистой
смолой 0,058 15 2
Коллоидный графит 0,040 15 1
Смесь коллоидного графита с эпоксидной
смолой 0,085 15 3
Смесь коллоидного графита с кремнистой -
смолой 0,104 15 4
Обозначения повреждений: 1 — незначительное, нм можно пренебречь; 2 — легкое; 3 —умеренное; 4 — существенное; 5 — очень большое.
Раствор рубракса, клей ВДУ-3 и БФ-2, оцинкование, не снижая в значительной мере сцепление сопряженных поверхностей, также имеют высокие защитные свойства.
Большие возможности в борьбе с фреттинг-коррозией заложены в использовании жпДких и твердых смазок.
Применение графита и дисульфида молибдена может существенно затормозить момент появления фреттинг-коррозии (табл. 3). Если в процессе эксплуатации возникает угроза срыва смазки (центробежными силами, воздушным потоком), то наиболее подходящей будет смазка со связующим веществом. В этом отношении хорошо проявили себя соединения кремнистой смолы и мелкочешуйчатого графита, а также дисульфид молибдена, содержащий 10% хромата цинка.
Методы защиты от ведущих процессов. К этой группе прежде всего относятся технологические методы физико-химической модификации контактирующих поверхностей, направленные на упрочнение контактирующих поверхностей, защищающие поверхности контакта от воздействия коррозионной среды, уменьшающие термодинамическую нестабильность системы, снижающие действия силы трения и т. д. Эффективными являются методы механической, термической и химико-термической обработки, гальванические покрытия и химическая обработка поверхностей, нанесение пластмассовых пленок и полимерных покрытий.
В табл. 4 приведены данные фреттингостойкости стали 45 после различных видов поверхностной обработки. Наиболее эффективными из испытанных видов технологической обработки поверхностей соответственно в каждой группе являются гидродробеструйная обработка, лужение и композиционное борирование.
Однако при выборе защитного покрытия для сопряжений, работающих в условиях фреттинговой усталости, необходимо учитывать возможное влияние этого покрытия на усталостную прочность материала, так как во многих случаях процесс нанесения покрытия связан с погружением защищаемой поверхности
389
chipmaker.ru
4. Влияние поверхностной обработки на фреттиигостойкость стали 45
Технологическая обработка поверхности Фреттпнгостойкость*’ Q- 10’ циклов,'мкм при давлениях (а, = 0,05 мм, f = 30 Гц), кгс/мм2
1 3 5
Сталь 45 в исходном состоянии Упрочнение пластическим деформиро- 45,5 40 38,2
ванием: -
гидродробеструйная обработка 155 Ill 83,4
пневмодробеструйная обработка виброшлифование с виброупрочне- 143 100 66,6
нием 125 91 58,8
Химико-термическая и термическая обработка : f
композиционное борирование 1150 820 700
алитирование 273 185 114
боромеднение 217 116.2 86
силицирование 185 114 86,3
азотирование 125 8з;з 62,5
закалка ТВЧ 120 83,4 62,5 •
ванадирование 104 69,5 55,6
закалка в печи 102 ‘ 71,4 58.5
борирование Гальванопокрытия и химическая обработка : 74 59 55,7
лужение 125 100 55,6
серебрение 83,2 62,5 50
кадмирование ~ 67,4 53,7 43.8
фосфатирование 52.6 45.3 41,7
цинкование 43,1 28,6 24,2
свинцевание 62,5 28,4 33,4
** Критерием фреттйнгостойкости (Q) служило количество циклов испытания, необходимое для получения износа единичной глубины (индентор — сталь 45, обрабоi анная на твердость HV 600)
в кислотную среду. Это приводит к наводороживанию поверхностного слоя, а следовательно, и к уменьшению усталостной прочности. Эффекты, связанные с нанесением покрытий, могут снизить усталостную прочность в большей степени, чем повреждение от фреттинг-коррозии. В этой связи большинство гальванических покрытий необходимо применять в сочетании с упрочняющей обработкой. Гальванические покрытия рекомендуется использовать на прокладках и втулках как средство протекторной защиты от фреттинг-усталостного разрушения основной детали.
Список литературы
1. Голего Н. Л., Алябьев А. Я., Шевеля В. В. Фреттинг-коррозия металлов. Киев, «Техшка», 1974. 269 с.
2. Рябченков А. В., Муравкин О. Н. Фреттпиг-коррозпя и зашита металлов. М., ЦБНТИ, 1957, с. 4.
3. Уотерхауз Р. Б. Фреттинг-коррозия. Л., «Машиностроение», 1976. 270 с. .
4. Филикюнов Г. Н., Балацкий Л. Т. Фреттинг в соединениях судовых деталей. Л., «Судостроение», 1973. 294 с.
Предметный указатель
Chipmaker.ru
А
Азотирование 168,174,209 — Режимы 169
Алитирование 209
Б
Баббиты, используемые в СССР 179 ---в США 180*
— — ДЛЯ ТОНКОСЛОЙНЫХ подшипников 180, 181
Блока формула 245
Борирование 171, 175 — Режимы 171
Бронзы алюминиевые — Марки 183 —
Механические свойства 183 — Состав 183 — Способ литья 183
— — безоловянные — Марки 182 — Назначение 182 — Состав 182
— — обрабатываемые давлением — Марки 182 — Состав 182
— — оловянные литейные — Марки 181 — Назначение 181 — Состав 181
— — применяемые за рубежом — Марки 183 — Состав 183
В
Вакуум «безмасляный» 339 '
— — «масляный» 339
Валы — Относительный износ шеек 197
Вальтера закон — Формула 238
Велера кривая усталости 90
Вещества поверхностно-активные (ПАВ) 15
*1 В справочнике приведены ГОСТы, действующие и утвержденные на 1 января 1978 г.
Виброиакатываиие 220, 221
Виброобкатываиие 219
Волнистость поверхности — Волнограм-ма 25
— Наибольшая высота волн 18
— Параметры 26, 27
Средний радиус кривизны вершин волн 18
— Средний шаг волн 18
Выглаживание алмазным наконечником 209, 216, 217
— — твердосплавной пластиной 217
Вязкость масел динамическая 242
Г
Галтовка вибрационная 209
Герца формула — Деформация отдельных выступов 29, 32
ГОСТ*1 5.575-70 275
ГОСТ 5.671-70 340
ГОСТ 5.1343-72 276
ГОСТ 32-74 298, 299
ГОСТ 33-66 255, 256
ГОСТ 613-65 181
ГОСТ 831-75 359
ГОСТ 859-66 128, 146
ГОСТ 982-68* 298
ГОСТ 1033-73 274
ГОСТ 1036-75 273
ГОСТ 1050 - 74 146
ГОСТ 1209-73 179
ГОСТ 1320-74 179
ГОСТ 1548 - 42 272
ГОСТ 1585-70 187
ГОСТ 1631-61 275, 301
ГОСТ 1642-75 298
ГОСТ 1805-76 298
391
chipmaker.ru
ГОСТ 1929-51 255, 256 ГОСТ 10051-75 224, 226, : 328
ГОСТ 1957-73 274 ГОСТ 2407-73 168 ГОСТ 2477-65 272 ГОСТ 2712-75 276 ГОСТ 10356-63 207 ГОСТ 10543-75 224, 328 ГОСТ 10589-73 130 ГОСТ 10644-63 248
ГОСТ 2789-73 17, 92, 208, 288 ГОСТ 3164-52* 299 ГОСТ 3257-74 274 ГОСТ 10894-76 258 ГОСТ 11110-75 275 ГОСТ 11849 - 76 310
ГОСТ 3276-74 277, 301 ГОСТ 33'33—55 274 ГОСТ 3882-74 311 ГОСТ 4002-53 256 ГОСТ 11883-77 247, 302 ГОСТ 12330-66 275, 301 ГОСТ 12811-67 275 ГОСТ 13377—75 123
ГОСТ 4003-53 246, 256 ГОСТ 4366-76 274 ГОСТ 4648-71 134 ГОСТ 5017 - 74 182 ГОСТ 5078-49 275 ГОСТ 5272-68 376 ГОСТ 5535-76 168 ГОСТ 5546-66* 298 ГОСТ 5570 - 69 277 ГОСТ 13744-76 135 ГОСТ 13819-68 309 ГОСТ 14068-68 277 ГОСТ 14113-69 184 ГОСТ 14296-69 277 ГОСТ 14625 - 69 248 ГОСТ 14906-69 135 ГОСТ 15171-70 258 ГОСТ 15527-70 146
ГОСТ 5573-67 275, 301 ГОСТ 5632-72 311 ГОСТ 5656 - 60 277 ГОСТ 5757-67 272 ГОСТ 16105-70 275 ГОСТ 16337-77 136 ГОСТ 16338-77 136 ГОСТ 16422-70 274
ГОСТ 6267 - 74 275, 301 ГОСТ. 6307-75 273 ГОСТ 6479 - 73 .273 ГОСТ 6707 - 76 273 ГОСТ 6793-74 272 ГОСТ 7142-74 271 ГОСТ 7143-73 271 ГОСТ 7163—63 271 ГОСТ 7903-75 340 ГОСТ 8295-73 258. ГОСТ 8338-75 359 ГОСТ 8551-74 277 ГОСТ 8581-63 299 ГОСТ 16429-70 308, 376 ГОСТ 16480 - 70 340 ГОСТ 17479 - 72 234 - 237 ГОСТ 17604 - 72 296 ГОСТ 17711-72 182 ГОСТ 18136-72 266 ГОСТ 18179-72 276 ГОСТ 18283-72 296 ГОСТ 18852-73 277 ГОСТ 19295-73 271 ГОСТ 19337-73 276, 301 ГОСТ 19459-74 130 ГОСТ 19537-74 277
ГОСТ 8773-73 275, 301 ГОСТ 9087-69 226 ГОСТ 9184-75 340 ГОСТ 9270-59 273 ГОСТ 9432 - 60 275 ГОСТ 19774-74 274 ГОСТ 19791-74 275 ГОСТ 19832 - 74 301 ГОСТ 20287-74 255, 256 ГОСТ 20458-75 277
ГОСТ 9433 — 60* 274, 301 ГОСТ 20799-75 265-267, 299
ГОСТ 9490-75 255, 256, 257, 264, 265 ГОСТ 9566 - 74 271 ГОСТ 21150-75 275 ГОСТ 21437-75 185
ГОСТ 9762-76 276 ГОСТ 9832-77 248 ГОСТ 21448 - 75 229 ГОСТ 21743-76 299
ГОСТ 10007-72 135 392 ГОСТ 21757-76 299 Chipmaker.ru
Градиент механических свойств 16 ----температуры 16
Д
Детали из антифрикционных пористых материалов 187
— — комбинированные из пластмассы 152—158 — Выбор материала окончательный. 158
— — трущиеся — Анализ условия эксплуатации 127, ,128 — Основные свойства 131' — Относительный износ 132 — Условия при составлении технического задания на проектирование узлов 129
Деформации пластические 16, 49
— упругие 16, 49
Долговечность машины — Коэффициент 124 - Расчет 120-126
Ж
Железнеиие (осталивание) — Применение 223
3
Закалка высокочастотная 210, 221, 222 — — с нагревом газовым пламенем 209, 221
Зенкерование 212
Зубодолблеиие 212
Зубофрезероваиие 212
И
Индекс вязкости масел — Значение 241, 253, 254, 263
— Понятие 235
— Формула 240
Изнашивание газоабразивное 309, 319, 329-331
— — гилроабразивное 329—331
— — коррозионно-механическое 308, 309
— — при наличии в контакте абразивных частиц 328, 329
— — при ударе о монолитный или незакрепленный абразив 331
Износ — Граничные условия 98
— Группы сопряжений 101, 102
— Методы расчета 102 — 104
— Модель износа физическая 85—94
— Молекулярное взаимодействие на контакте 95
— Нагрузка удельная 94
— Направляющие поступательного дви-• жения 105—109
— Напряжение на контакте приведенное 86
— Прочностные свойства материала 95
— Упругие свойства материала 94, 95
— Условия касания тел 100
— Фактор температурно-скоростной 95, 96
Износ без смазки 84
— — линейный 99, 113
— — предельный 119
— — при граничном трении 84
— — при микрорезании 84
— — при пластическом контакте 84
— — при упругом контакте 84
Износостойкость — Классы 87, 89
— — пластмасс 328
— — сплавов 330 — 332
-----сталей 326, 327, 330-332’
— — чугунов 330—332
К
Калибрование (дорнованпе) 217, 221
Карта технического задания — Условия разработки 128, 129
Качество поверхности — Микроотклонения формы 19
Кислоты жирные — Критические температуры 298, 299
Композиции графнтокарбидокремниевые 315
Контакт в период приработки — Давление 28, 32, 34, 35, 37—Объем межконтактного пространства 35, 36
— — в точке 12
— — пластический 12, 54 — Насыщеп-..ный 57 — Ненасыщенный 55
-по линии 12 — Среднее давление 13
393
chipmaker.ru
— — при установившемся износе 28 — Средняя ширина зазора 35, 36 — Тепловое сопротивление 39 — Фактическая площадь 39 — Число пятен 36, 37
— — упругий 12, 49 — Насыщенный 53 — Ненасыщенный 50
Коррозия металлов химическая — Понятие 308
— — электрохимическая — Понятие 308 Коэффициент трения некоторых полимерных материалов 132
— — общий 66
— — покоя минимальный — Формулы 52, 54, 56, 61
-----при насыщенном контакте 53, 57, 58, 60, 65
— — при ненасыщенном контакте 50, 55,' 57, 59
-скольжения — Понятие 46
— — тонкослойных покрытий — Значение 132
— — чистых металлов в вакууме 354 — На воздухе 354
Коэффициент треиия — Методика вычисления 73—78
— Обратная задача 73—75
— Примеры 75—78
— Прямая задача 73
Критерии предельного износа — Группы 118, 119
М
Макроприработка — Понятие 110
— Период 111
— Схема протекания ПО
Масла автотракторные трансмиссионные — Назначение 238
-----базовые высокоиндексные — Преимущества 257
— — без присадок 255
— — вакуумные — Характеристики 340
— — для гидромеханических передач 255
— — для гипоидных передач 256
— — для коробок передач автомобилей 255
— — для промышленного оборудования 252-254. 268
— — для трансмиссий тракторов 255
— — импортные 269
— — индустриальные — Вязкие 252 — Маловязкие 252 — Средневязкие 252
---минеральные — Критические температуры 302 — Свойства 298, 299
— — моторные — Всесезонные 234, 235 — Сезонные 234, 235 — Классы вязкости 235 — Критерии форсирования двигателей 237 — Максимальные температуры в картере 236 — Маркировка 234 — Понятие . 234 — Применение 236 — Свойства 237, 238
---синтетические 298, 299
— — смазочные — Антикоррозионные 263 — Противозадирные 265 — Противоизносные 265 — Противо-пенные 265
Материалы для узлов трения 309—313 — — ленточные (слоистые) — Металлофторопластовые 146, 147»- Типа DU 147 — Типа спрелафон 147, 148
---металлокерамические — Свойства 150, 151
— — наполненные на основе фторопластов — Свойства 135
— — полимерные — Заготовки 317, 318 — Применение 318 — Свойства 317
— — самосмазывающиеся 149, 150 — Коэффициент трения 285 — Момент трения 290 — Применение 353—355, 357—Свойства 286 — Скорость газовыделения 287 — Фрикционные характеристики 287
— — смазочные — Критерии оценки температурной стойкости 296 — Слои граничные 296 — температурная стойкость 296
— — твердые неметаллические — Свойства 315
— — термореактивиые на основе древесины — Свойства 145
394
— — углеродные 148. 314 Металлизация газовая 210, 228 — — плазменная 210, 228 — — электрическая 210, 228
Методы исследования металла поверхностей трения физические — Мас-спектрометрии 166
— Микроскопии электронной 165
— Металлографии оптической 165
— Определения микротвердостп 165
— Рентгенографирования 166
— Рентгеносиектрального микроанализа 166
— Рентгеноструктурного анализа 165
— Электронографии 165
Методы определения фактической площади контакта геометрические 39, 40 — — оптические 41, 42
— — основанные на проводимости контакта 39, 40
— — по изменению физико-химических свойств в местах контакта 40, 42 — — с помощью тонких пленок 40, 41 Механизм многозвенный — Предельный износ 119, 120
— — разрушения кумулятивный 85
Микротопография поверхности — Методики определения параметров 71 — 73
Модель оплавления твердого тела при высокоскоростном трении 176
— — шероховатой поверхности 47 МРТУ 6-01-333-69 248
МРТУ 6-05-817-68 135
МРТУ 6-05-988-66 130
МРТУ 6-05-1018 - 66 138
МРТУ 6-05-1105-67 136
МРТУ 6-05-1246 - 69 136
МТУ 06-1—68 146
Н
Надежность изделия 122 — 126
Накатывание поверхностей вибрационное 208
— — роликами 208
— — шариками 208
Наплавка вольфрамистая трубчатыми электродами 227
— — вибродуговая 210, 226, 228
— — газовая 210, 224
--марганцевистая трубчатыми электродами 227
— — стержневыми электродами 228
— — трубчатыми электродами, наполненными сталинитом 227
--углеродистая трубчатыми элементами 227
--хромистая трубчатыми электродами 227
— — электро дуговая 210, 224, 225
— — электрошлаковая 210, 226
Напыление материалов — Износостойкость самофлюсующихся покрытий 232, 233
— Обработка покрьгпгй 231
— Припуски на обработку покрытий 230
— Прочность сцепления покрытий с основным материалом 230
— Самофлюсующиеся твердые сплавы 229
— Свойства основного и напыленного металла 230
— Условия обработки основного материала перед напылением 230
Насосы вакуумные водоструйные 339
— — двухроторные 339
— — криогенные 339
— — паромасляные 339
— — сорбционные 339
— — турбо.молекулярные 339
Никелирование — Применение 223, 224
Нитроцементация 168, 170
Нормализация 162
О
Обкатывание многороликовым жестким обкатннком 217
— — многороликовым накатником вдавливанием 219
— — многошариковым накатником 219 — — многошариковыми обкатииками упругого действия 217
— — однороликовым накатником упругого действия 219
— — однороликовым обкатником упругого действия 217
395
chipmaker.ru
— — роликом на продольно-строгальном станке 219
---трехроликовымл обкатниками упругого действия 217
— — шариковыми головками инерционного действия 217
---шаром на поперечно-строгальном станке 219
Обработка поверхностей резанием 212—
216
— — поверхностным пластическим деформированием 216—221
— — термическая 221, 222
— — химико-термическая 167—175
Оксидирование поверхностей — Приме-
нение 211
Отжиг металлов 162
Отпуск металлов 162, 163
ОСТ 6-06-36-74 130
ОСТ 38-01-8 — 71 247
ОСТ 38 1.28-73 306
ОСТ 38 1.37-74 276
ОСТ 38 1.38-74 275, 306
ОСТ 38 128-73 292
ОСТ 38 129-73 248
ОСТ 48 75—73 317
П
Пары трения — Прогнозирование износа 123
Пеитапласт — Применение 136 — Свойства 137
Питтииг — см. Усталость контактная 85
Площадь контакта контурная (КПК) 28, 32, 33 — Микронеровности сопряженных поверхностей 28, 29 — Фактическое давление 28 — Формулы для расчета 29, 31
---фактическая (ФПК) 28, 31 — В
статике 79 — При скольжении 79
Поверхности контактирующие — Первое нагружение 27 — Повторное нагружение 27, 31 — Скольжснйе 27
Подшипники — Выбор конструктивного оформления 192
— Допустимые давления 203
— «Живучесть» 190
— Износ 197 — 199
— Прирабатываемость 196
— Свойства сплавов 196
— Смазочная среда 192, 193
— Толщина антифрикционного слоя 192
— Усталостные трещины 189, 190, 192, 193
— Характер нагрузки 190, 191
— Характеристики усталостной прочности 193—196
— Явления переноса материала 196, 197
Подшипники биметаллические 189 — 191
---металлокерамические 188
---монометаллические 189
— — скольжения из прессованной древесины 157
— — с тонкослойным полимерным покрытием 157
Покрытия из поликапроамида 134
— — кобальтом 211
---лакокрасочные 211
---мягкие 201, 293
— — никель-кобальтом 211
— — оловом 201
~--пластмассами 211
— — свинцово-тшдиевые 201
— — свинцово-оловянные 201
---силикатные (эмали) 318
— — специальными материалами 211
---твердые смазочные 291
— — тонкие металлические 353, 356
— — хромовые 222
Полиамиды — Применение 130, 132 —
Свойства 133, 134
Полиарилат — Свойства 139, 140
Полиимиды — Применение 140 — Свойства 141, 142
Поликарбонат — Свойства 139
Полимеры фурановые — Свойства 142, 143
— — эпоксидные — Свойства 142, 143
Полиолефин — Свойства 136
Полиформальдегид — Назначение 137 —
Свойства 138
Присадки антикоррозионные 258
' — — антиокислительные 258
— — антифрикционные 247, 258
— — вязкостные 258
---противозадирные 238,247,250 —252
396
— — противоизиосные 247, 249, 250
— — противопенные 258
---прртивоскачковыс 258
— — серосодержащие 249
---фосфоросодержащие 249
— — химически активные 300
---хлоросодержащие 249
Проволоки для напыления 229
Протягивание 212, 218
Прошивание 218
Р
Раскатывание раскагниками жесткими нерегулируемыми роликовыми ударного действия 218
— — жесткими регулируемыми роликовыми 218
---жесткими регулируемыми шариковыми 218
— — многошариковыми упругого действия 218
— — одношариковыми упругого действия 218
— — роликовыми жесткими нерегулируемыми 218
— — роликовыми упругого действия 218
РС 3999-73 238, 239
РТУ ТНЗ 139-64 258
С
Сверление поверхностей 212
Сила внешнего трения покоя — Неполная 45 — Общая 47
— — скольжения — Понятие 45
Силицирование 209
Системы многокомпонентные 286
Смазки жидкие 381
---пластичные 281 —Свойства 271 —
-273
— — твердые слоистые 283, 284
Смазки пластичные алюминиевые 281
---бариевые 281
— — гидратированные кальциевые 273
— — комплексные кальциевые 273 литиевые 279—281
— — на немыльных загустителях 282 — — на смешанных мылах 281, 282 натриевые 278
----углеводородные 282, 283
Сплавы, изготовляемые методом порошковой металлургии 187 — 189 на алюминиевой основе 184, 185, 202, 303 — — на железной основе 186, 187 ----на медной основе 181 — 183 — —. на' свинцовой основе 186, 202 — — на цинковой основе 185, 186 Старение искусственное 163
Стефана задача 176
Структура металла при трении в исходном состоянии 164 ---- вторичная 164 — — неравновесная 164 ----формирующаяся в результате единичных процессов 164
Сульфидирование поверхностей 171, 209 — Режимы 172
Сульфоциаиирование поверхностей 171 — Режимы 172
Т
Температура криогенная — Понятие 361 ----сверхнизкая — Понятие 361 Точение поверхностей обычное 212 — — скоростное 212 — — тонкое 212
Трение твердых тел без смазки 46 — — внешнее 9, 45 — Неполная сила 215
— — внутреннее 9
— — граничное — Понятие 46
— — качения 45
----скольжения — Сила внешнего трения 45
Триботехника — Понятие 9
ТУ 02-14-6-71 136
ТУ 02-14-8-71 317
ТУ 6-01120—67 248
ТУ 6-02-758-73 340
ТУ 6-02-777-73 340
ТУ 6-03113-64 248
ТУ 6-05-031-502-74 132
ТУ 6-05-041-335-71 136
ТУ 6-05-041-363 - 72 136
ТУ 6-05-041-383-72 135
ТУ 6-05-041-508 - 74 136
ТУ 6-05-211—72 139
ТУ 6-05-211-812-74 142
397
chipmaker, ru
ТУ 6-05-211-898 — 73 130 ТУ 38-101270 - 72 256
ТУ 6-05-211-937-74 139 ТУ 38-101286-72 264
ТУ 6-05-221-101-71 140 ТУ 38-101292—72 264
ТУ 6-05-221-226-72 140 ТУ 38-101293-72 266
ТУ 6-05-1034 - 74 132 ТУ 38-101294-72 255
ТУ 6-05-1309-72 130 ТУ 38-101295 - 75 299
ТУ 6-05-1412-71 136 ТУ 38-101306-72 246, 256
ТУ 6-05-1413-71 317 ТУ 38-101313-72 246, 256
ТУ 6-05-1422 - 71 137 ТУ 38-101315-72 276
ТУ 6-05-1543 - 72 138 ТУ 38-101320-77 275
ТУ 6-05-1617-73 136 ТУ 38-101322-72 258
ТУ 6-05-1668-74 139 ТУ 38-101327-72 241
ТУ 6-06-309-70 130 ТУ 38-101330-73 276
ТУ 6-14866 - 72 258 ТУ 38-101332 — 73 276,
ТУ 16-538-252-75 312, 314 ТУ 38-101363-72 340
ТУ 27-01-01-71 146 ТУ 38-101385-73 276
ТУ 38-001261-75 340 ТУ 38-101386-72 256
ТУ 38-1-01-359-73 275 ТУ 38-101413-73 264
ТУ 38-1-299 — 69 301 ТУ 38-101451-74 264
ТУ 38-1-301—69'301 ТУ 38-101470—74 306
ТУ 38-1-1181—68 248 ТУ 38-101474-74 276
ТУ 38-2-01-172-74 277 ТУ 38-101482-74 266
ТУ 38-4-01-29-75 276 ТУ 38-101487-74 255
ТУ 38-4-018-74 276 ТУ 38-101488-74 246, 256
ТУ 38-20 - 70 247 ТУ 38-101521-75 246, 255
ТУ 38-101-76 264 ТУ 38-101529-75 241, 255
ТУ 38-116-66 267 ТУ 38-101558-75 292
ТУ 38-10152-74 277 ТУ 38-101594 - 75 292
ТУ 38-10186-75 292 ТУ 38-401101-75 256
ТУ 38-10187-75 306 ТУ 48-0120-17—74 312, 314
ТУ 38-10196-70 276 ТУ 48-0168-77 315
ТУ 38-30131-71 248 ТУ 48-0177-71 315
ТУ 38-30169-73 248 ТУ 48-20-3-72 312, 314
ТУ 38-40135-75 306 ТУ 48-20-4-72 312
ГУ 38-101110-71 255 ТУ 48-20-20 - 72 312
ТУ 38-101141-71 275 ТУ 48-21-214-72 182
ТУ 38-101148-72 256 ТУ 60 - 67 132
ТУ 38-101159-71 255 ТУ 60-68 311
ТУ 38-101173—71 277 ТУ 145-65 311
ТУ 38-101176-74 246, 256 ТУ 40120-71 301
ТУ 38-101179-71 255 ТУ 40135-75 306
ТУ 38-101180-76 277 ТУ 601270 - 68 258
ТУ 38-101181-71 301 ТУ 602718-72 258
ТУ 38-101207-75 301 ТУ 609497 - 70 340
ТУ 38-101209-72 258 ТУ 32 ЦТ 520-73 276
ТУ 38-101233-75 275 ТУ 38 УССР 2-00 1979-72 274
ТУ 38-101238-72 264 ТУ 38 УССР 2-01 115-76^-275
ТУ 38-101247-76 275 ТУ 38 УССР 2-ОГ 116-76 275
ТУ 38-101248-72 267 ТУ 38 УССР 2-01 143-72 276
398
ТУ 38 УССР 2-01 144 - 72 274
ТУ 38 УССР 2-01 145-75 276
ТУ 38 УССР 2-01 146-73 277
ТУ 38 УССР 2-01 149-73 277
ТУ 38 УССР 2-01 150-73 274
ТУ 38 УССР 2-01 171-174 277
ТУ 38 УССР 2-01 188-74 275
ТУ 38 УССР 2.01 189 - 74 275
ТУ 38 УССР 2-01 214 - 75 277
ТУ 38 УССР 2-01 219-75 274
ТУ 38 УССР 2-01 224-75 275 ТУ 88 БССР 05-74 144 ТУ 88 БССР 11-76 145 ТУ МБО 023146 142 ТУ МНП 233-47 299 ТУ МХП 1764-54 258 ТУ НИИП№П-172-65 340 .ТУ П-40-59 146 ТУ П-193-68 135 ТУ П-207-68 135 ТУ П-236-70 135 ТУ П-272-70 135 ТУ П-279-70 140 ТУ П-369-64 362 ТУ П-407-65 136, 362 ТУ П-455-65 132 ТУ П-495-66 136 ТУ П-510-68 132 ТУ П-622-69 140 ТУ П-644-68 136 ТУ П-741-71 143 ТУ П-889-64 362
У
У5лы трения — Газовыделение 343—345
— Вакуумная гигиена 347, 348
— Влияние видов обработки на свойства поверхностных слоев 212
— Влияние шероховатости поверхностей 206
— Давление контурное 51, 53, 57
— Давление пара 346
— Закрепление облицовки на арматуре адгезионно-механическое 153, 154
— Износостойкость деталей 206, 207
— Качество поверхности 213—216
— Конструкции 347
— Контактное взаимодействие 206
— Коррозионная стойкость 347
— Материалы 341—347, 356
— Нагрузочная способность 151
— Отклонения от правильной геометрической формы 206, 207
— Оценка работоспособности 151 — 158
— Пористость 346
— Предварительное упрочнение 207
— Ротапринтный метод смазки 355
— Степени вакуума 338, 339
— Термостойкость 347
— Технологический метод получения поверхности с заданными параметрами 206
— Точность обработки деталей 207
— Точность сопряжения 207
— Эксплуатационные свойства 213—216
Усталость контактная — см. Питтинг 85
Устройства измерения контактных деформаций
— Датчики индукционные 43
— Механотоны 43
— Оптикаторы 43
— Оптико-механические 43
— Пневматические 43
— Тензодатчики 43
Ф
Фрезерование поверхностей торцовое 212
— — цилиндрическое 212
Фреттинг — износ — Понятие 376
Фреттинг — коррозия — Испытания 377
— Количественная оценка 386, 387
— Методы защиты от нее 387 —390
— Механизм 386
— Факторы, влияющие на ее развитие 378-385
Фреттинг — усталость — Понятие 376
Фторопласты 135, 136
X
Хольма формула 39
Хромирование поверхностей 209, 211, 222
223
ц
Цементация поверхностей в твердом карбюризаторе 168
— — газовая 168
399
chipmaker.ru
— — жидкостная 168
Цианирование поверхностей 168 — Ре-
жимы 170, 209
ЦМТУ 01-45-69 136
ЦМТУ 01-46- 69 136
ЦМТУ 01-51-69 136
ЦМТУ 06-1-68 258, 291
Ч
Чеканка 208
Чугуны антифрикционные — Марки 187
— Состав 187
— Твердость 187
— Параметры для расчета на трение и износ 16 — 18
— Средний радиус кривизны вершин выступов 18
— Средний угол наклона поверхностей профиля 18
Шероховатость поверхности исходная —
Понятие 60
— — оптимальная 61
— — установившаяся (равновесная) 84, 85 — Понятие — 60
Шевингование зубьев 212
Шлифование поверхностей круглое 212
— — плоское 212
Ш
Э
Шероховатость поверхности — Классы 17
— Линия впадин профиля 16, 17
— Линия выступов профиля 16
— Наибольшая высота выступов 16, 18
Эпюра давления динамическая 115—117
— — при неподвижных стыках 115
— — прн подвижных стыках 115
— — статическая 115 — 117
ИБ 562
Chipmaker.ru
Валерий Васильевич Аляски Анатолий Яковлевич Алябьев, Алексей Михайлович Архаров и др.
Трение, изнашивание и смазка
Справочник. В 2-х книгах.
Кн. 1
Под ред. И. В. Крагелъского и В. В. Алисина
Редакторы Д. Б. Баженов, И. И. Лесниченко
Художественный редактор П. П. Рогачев
Технический редактор Л. А. Макарова
Корректор В. А. Воробьева
Переплет художвика А. Я. Михайлова
Сдано в набор 19.09.77. Подписано в печать 25.04.78. Т-09404.
Формат 60 х 90/16. Бумага типографская № 3. Гарнитура тайме.
Печать высокая. Усл. печ. л. 25,0. Уч.-изд. л. 37,1. Тираж 40000 экз. Зак. 1519. Цена 2 р. 16 к.
Издательство «Машиностроение», 107885, Москва, Б-78, I-й Басманный пер., 3
Ордена Октябрьской Революции, ордена Трудового Красного Знамени Ленинградское производственно-техническое объединение «Печатный Двор» имени А. М. Горького Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 197136, Ленинград, П-136, Гатчинская ул., 26.