Лабораторные испытания материалов на трение и износ - Лазарев Г.Е., Гриб В.В.

Автор: Лазарев Г.Е. Гриб В.В.

Теги: испытания материалов товароведение силовые станции общая энергетика инженерия машиностроение материаловедение инженерное дело лабораторные работы испытания

Год: 1968

Похожие

Основы трибологии (трение, износ, смазка)

Качество поверхностного слоя деталей машин

Триботехника (износ и безызносность)

Измерения и анализ шероховатости, волнистости и некруглости поверхности

Текст

В. В. ГРИБ, Г. Е ЛАЗАРЕВ
ЛАБОРАТОРНЫЕ
ИСПЫТАНИЯ
МАТЕРИАЛОВ
НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
АКАДЕМИЯ НАУК СССР
ИЛУ'ЧПЫН СОВЕТ по ТРЕНИЮ И СМАЗКАМ
В. В. ГРИБ, Г. Е. ЛАЗАРЕВ
ЛАБОРАТОРНЫЕ
ИСПЫТАНИЯ МАТЕРИАЛОВ
НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
8
и 3 Д А Т Е Л Ь С Т В О «IIА У К А»
Москва 1968
УДК 620.178.162
Лабораторные испытания материалов на трение п износ.
В. В. Г р и б, Г. Е. Л а з а р е в. М., Изд-во «Наука»,
1968, стр. 141.
В книге рассматриваются основные теоретические по-
ложения лабораторных испытаний материалов на трение и
износ на воздухе и в вакууме. Показана возможность ана-
литического подхода к оценке фрикционных свойств мате-
риалов. Описаны лабораторные установки, методика и ре-
зультаты испытаний самосмазывающихся и тормозных ма-
териалов. Особое внимание уделено испытаниям на трение
и износ в высоком вакууме. Авторами использованы ори-
гинальные ото1’ «твенпые и ^япубежные труды, вышедшие
в последние годы, и результаты их собственных исследований.
Приведены сделанные ими расчеты и конструкции прйос'^™-
Книга предназначена для научных и инженерно-техниче-
ских работников, копструкторов-машиностроителей и для
студентов вузов.
Табл. 23. Рис. 54. Библиогр. 183 назв.
ОТВЕТСТВЕННЫЙ РЕДАКТОР
В. В. БЕРЕЗ Н И К О В
3-13-3
387-68(11)
ОТ АВТОРОВ
При разработке лабораторных методов оценки
фрикционных свойств материалов авторы базирова-
лись на основных положениях молекулярно-меха-
нической теории трения и усталостной теории износа
материалов, развиваемых коллективом сотрудников
Отдела теории трения и фрикционных материалов
Института машиноведения.
Главы I, III—V и § 2 главы II написаны
В. В. Грибом, глава VI — Г. Е. Лазаревым, § 1 главы
II — совместно.
Авторы выражают благодарность профессору,
доктору технических наук И. В. Крагельскому за
помощь в работе.
Ограничение областей применения жидких и консистентных
смазок послужило причиной исследования и изыскания материалов,
способных работать без жидкой смазки. В связи с этим в настоя-
щее время проявляется большой интерес к созданию твердых сма-
зок и самосмазывающихся материалов.
Самосмазывающимися материалами называются полимерные
пористые металлические и металлокерамические композиции, в
состав которых входят или на поверхность которых наносятся
твердые смазки. Смазка препятствует схватыванию трущихся
поверхностей, уменьшает трение и износ материалов. Узлы трения
с самосмазывающимися материалами могут работать «всухую»,
т. е. без подачи в узел жидких или консистентных смазок. Это
упрощает процесс эксплуатации машин, снижает их вес и стои-
мость.
В качестве твердых смазок применяются политетрафторэтилен,
материалы со слоистом кристаллической структурой: графит, ди-
сульфиды молибдена, ниобия, вольфрама, диселениды ниобия и
вольфрама, йодиды кадмия и свинца и др.
В зависимости от вида твердой смазки, режимов и условий их
работы могут существенно меняться такие свойства материалов,
как физико-химическое взаимодействие с трущимися поверхно-
стями, коррозионные характеристики, способность ориентации
кристаллов твердой смазки параллельно направлению скольжения,
способность образования на поверхностях трения пленок опреде-
ленной толщины, способность кристаллов легко расщепляться по
плоскости спайности, термостойкость, теплопроводность и др.
Перечень материалов, работающих в режиме сухого трения, не
ограничивается самосмазывающимися материалами.
Для работы в вакууме оказались непригодными материалы
скользящих контактов, манжетных уплотнений, хорошо зареко-
мендовавших себя в работе на воздухе. Поэтому перед работниками
электро-, радиотехнической и резиновой промышленности стала
задача создания материалов, способных работать в вакууме. На-
зрела необходимость проверки работоспособности тормозных
материалов, предназначенных для работы в высоком вакууме.
Решение вопросов наиболее рационального подбора ингредиен-
тов, входящих в состав разрабатываемых материалов, контроль
качества выпускаемых материалов, отвечающих непрерывно рас-
тущим требованиям промышленности, подбор материалов и наи-
лучших конструктивных вариантов их использования в машинах
и аппаратах, предназначенных для работы в высоком вакууме,
потребовали разработки методов и установок для испытания мате*
риалов на трение и износ в вакууме.
I'.taea 1
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПОСТАНОВКИ
ИСПЫТАНИИ НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
§ 1. ПОСТАНОВКА ИСПЫТАНИИ НА ТРЕНИЕ
И ИЗНОС
Изыскание новых материалов и правильный подбор их для
узлов трения — один из эффективных путей повышения надеж-
ности и долговечности машин. Для этого используются многочис-
ленные экспериментальные методы испытаний на трение и износ.
Большое число методов и установок, среди которых лишь немногие
унифицированы, приводит к неоправданным затратам труда и
средств из-за несопоставимости получаемых результатов.
Отсутствие унифицированных методов испытаний объясняется
сложностью процессов, происходящих при трении и износе мате-
риалов, наличием большого числа факторов, влияющих на эти
процессы, а самое главное — разноречивостью взглядов п теорети-
ческих позиций, с которых рассматриваются процессы трения и
износа.
Особенно трудоемки испытания в высоком вакууме, требующие
сравнительно дорогого оборудования, высокой квалификации
экспериментатора, большой затраты времени.
Многочисленные факторы, влияющие на трение и износ, необ-
ходимость изучения их действия в совокупности и взаимовлиянии
приводят к необходимости проведения большого числа опытов.
Эти факторы можно классифицировать следующим образом.
1. Физико-механические свойства материалов и геометрия кон-
тактпруемых поверхностей, определяющие фрикционное поведение
пары трения.
2. Факторы, непосредственно влияющие на физико-механи-
ческие свойства материалов и геометрию контакта: температура,
нагрузка и скорость скольжения.
3. Конструкционные особенности узла трения, влияющие на
физико-механические свойства и геометрические характеристики
1 Рущихся поверхностей, в основном через температуру и нагрузку.
' конструкциопным особенностям следует отнести условия теп-
лоотдачи, коэффициент взаимного перекрытия, распределение тем-
7
пературных полей, эпюры нагрузок и скоростей, зазоры меж-
ду сопрягаемыми деталями, специфичные для каждого узла
трения.
4. Окружающая среда - количественный и качественный со-
став окружающей атмосферы, наличие радиационного облучения
и т. д.
Соответственно такому делению испытания на трение и износ
проводятся в четыре основных этапа.
1 этап лабораторные испытания для оценки физпко-химп -
ческих п механических характеристик материалов.
2 этап — лабораторные испытания для определения влияния
физико-механических свойств и режима трения па фрикционные
свойства материалов.
3 этап — стендовые испытания для оценки влияния конструк-
ционных особенностей на фрикционные свойства узла трения. Эти
испытания в свою очередь могут подразделяться на несколько эта-
пов в зависимости от сложности механизма.
4 этап — натурные испытания для определения взаимовлияния
различных узлов механизма, надежности и долговечности работы
механизма в целом.
Расчетные методы оценки фрикционных свойств материалов
целесообразно проводить также поэтапно. Современный уровень
теории трения и износа позволяет связать фпзико механические
характеристики материала и режим работы с их фрикционными
свойствами.
Расчетом температурного поля и эпюры нагрузок узла трения
можно аналитически учесть влияние конструкционных особен-
ностей узла трения.
Результаты стендовых и натурных испытаний и их статистиче-
ская обработка позволят проверить правильность расчетных
методов.
Проведение поэтапных испытаний было предложено А. К. Зай-
цевым [1], М. М. Хрущевым [2] и широко применяется в насто-
ящее время в практике машиностроения. Аналогичная схема испы-
таний материалов, предназначенных для работы в узлах трения
в вакууме, позднее была изложена в работе 13].
Каждый последующий этап отличается от предыдущего степенью
приближения работы материала к реальным условиям.
Экономическая целесообразность поэтапных испытаний пе вызы-
вает сомнения, поскольку проведение каждого последующего этапа
связано с возрастающими затратами труда и средств, например,
стоимость испытаний реального объекта значительно превышает
стоимость лабораторных испытаний.
Вопросам методик и разработки лабораторных установок для
оценки на трение и износ материалов, предназначенных для работы
в узлах сухого трения в вакууме, и посвящена предлагаемая ра-
бота.
8
Методы лабораторных испытаний во многом определяются
позицией, занимаемой исследователем*. Поэтому следует кратко
остановиться на теоретических взглядах, лежащих в основе пред-
лагаемых испытаний.
§ 2. МОЛЕКУЛЯРНО МЕХАНИЧЕСКАЯ ТЕОРИЯ ТРЕНИЯ
Известно, что контакт двух поверхностей дискретен, т. е. осу-
ществляется по отдельным микроплощадкам, суммарная площадь
которых составляет площадь фактического контакта [10]. Точки
фактического контакта сосредоточиваются в определенных обла-
стях, называемых контурами. Наличие контуров объясняется
волнистостью поверхностей. Контурные площади в свою очередь
располагаются на номинальной плсщади касания поверхности.
Фактическая площадь контакта весьма мала и составляет в за-
висимости от нагрузки и формы контактируемых поверхностей от
1/100 до 1/10 000 номинальной поверхности. На пятнах фактиче-
ского контакта и развиваются процессы тррния и износа.
Для определения фактической площади касания необходимо
располагать знаниями физико-механических свойств, условий кон-
тактирования и параметров шероховатости поверхностей. Характе-
ристикой шероховатости поверхности служит кривая опорной
поверхности (рис. 1), начальный участок которой аппроксимируется
параболической зависимостью
т] = Ье\ (1)
где ц Ат /Лс— отношение фактической площади касания Дг
к контурной А с; s = — отношение глубины внедрения мик-
ронеровности h* к ее высоте йтах-
В зависимости от относительной глубины внедрения микроне-
ровностей поверхностей трения и соотношения между силами коге-
зии и адгезии на пятнах фактического контакта имеют место сле-
дующие виды фрикционных связей [11]:
1) упругое деформирование поверхностей; 2) пластическое от-
теснение материала; 3) микрорезание или срез внедрившейся мик-
ронеровности, если она недостаточно прочна; 4) схватывание пле-
нок, покрывающих поверхности, и их разрушение (адгезионный
отрыв); 5) схватывание поверхностей, сопровождающееся глубин-
ным вырыванием (когезионный отрыв).
На рис. 2 схематически показаны указанные виды фрикцион-
ной связи, образуемые единичной жесткой микронеровностыо,
моделируемой в виде сферы и движущейся по идеально гладкой
поверхности.
* Основные теории трения и износа достаточно подробно изложены в мо-
нографиях Л. С. Ахматова [4], Л, К. Зайцева [5], Б. И. Костецкого [6],
II. В. Крагельского [7, 8], В. Д. Кузнецова [9].
9
В зависимости от вида нарушения фрикционной связи трение
может быть внешним или внутренним.
Внешнее трение имеет место при обтекании менее твердым ма-
териалом неровностей поверхности более твердого материала без
прямого его отрыва или среза. Таким образом, по данной класси-
фикации внешнее трение реализуется при первом, втором и чет-
вертом видах фрикционной связи.
рис. 1. Построение кривой опорной поверх-
ности
1, 2 — контактируемые поверхности; /iniax — макси-
мальная высота неровности; h — внедрение; Ар —-
площадь фактического контакта; Ас — контурная
площадь
Условием начала перехода от внешнего трения к внутреннему
может служить переход от пластического оттеснения к микрореза-
нию. Переход от пластического оттеснения к микрорезанию зави-
сит от отношения глубины внедрения h микронеровности в дефор-
мируемый материал к радиусу В и от сил адгезии.
Скольжение абсолютно твердого и идеально гладкого сфери-
ческого индентора по идеально пластическому полупространству
112] для h/R выражается зависимостью от сил адгезии; при этом
деформируемый материал перестает обтекать неровность при
условии
где h — глубина внедрения, см; R — радиус единичной неровно-
сти, см; т — удельная адгезия на срез, кПсмг; рг — фактическое
давление, кПсм?.
Согласно молекулярно-механической теории трения ИЗ] про-
цесс трения представляется как результат двух взаимосвязанных
процессов: деформации контактируемых микронеровностей поверх-
ностей и молекулярного взаимодействия материалов на пятнах
фактического контакта. Силы молекулярного взаимодействия, раз-
вивающиеся в зоне фактического контакта, оказываютсопротивле-
10
ние взаимному перемещению поверхностей и увеличивают дефор-
мацию контактируемых поверхностей, оказывая, таким образом,
влияние на силу трения. Согласно изложенным представлениям
о природе трения, коэффициент трения
N
= /а + /д,
(3)
где F — суммарная сила трения; N — нагрузка; Fa — адгезион-
ная составляющая силы трения; FR — деформационная составля-
ющая силы трения, зависящая от адгезионной.
Рис. 2. Виды взаимодействия микронеровности, моделиру-
емой в виде сферы, с поверхностью
Разделение коэффициента трения на адгезионную и деформаци-
онную составляющие является условным, но оно помогает подой-
ти к оценке сил трения аналитическим путем.
Адгезионная составляющая коэффициента трения (/„) зависит
от сил адгезионного взаимодействия и коэффициента возможного
упрочнения образовавшегося соединения под нагрузкой
/а = т/уд. + Р, (4)
где т — удельная тангенциальная прочность адгезионной связи,
возникающей на фактической площади контакта; р — коэффициент
упрочнения адгезионной связи, рг — давление на пятне фактиче-
ского касания поверхностей.
Деформационная составляющая коэффициента трения /д за-
висит от отношения глубины внедрения при скольжении микро-
неровности hk к радиусу R
<5>
где К — постоянная.
Как полагают [14], при упругом контакте микронеровностей
трущихся поверхностей деформационной составляющей с извест-
ным приближением можно пренебречь.
Выражая в уравнении (4) давление на пятне фактического кон-
такта через механические свойства и геометрию упруго контакти-
11
руемых поверхностей, получаем выражение для коэффициента
трения при упругом деформировании
где b, v — коэффициенты в уравнении кривой опорной поверх-
ности, А2 — коэффициент, зависящий от v IS]; р, — коэффициент
Пуассона; Е — модуль Юнга, кГ/см?, рс — контурное давление,
кГ/см2. При пластическом контакте с известным приближением
можно считать, что давление на пятне фактического контакта
равно твердости мепее твердого материала.
Задача о движении цилиндрического индентора по поверхности
идеального пластического полупространства была рассмотрена
Б. А. Друяновым [15]. Как считает автор, выведенные для цилин-
дрического индентора уравнения для определения сил сопротивле-
ния движению с незначительной погрешностью справедливы и
для сферы. Упростив указанные выражения и моделируя микроне-
ровности шероховатой поверхности в виде набора сфер, распреде-
ленных по нормали к поверхности трения так, чтобы кривая опор-
ной поверхности совпадала с кривой опорной поверхности реаль
ного тела, Н. М. Михин [14] получил следующее выражение
коэффициента трения шероховатой поверхности, скользящей
по идеально пластическому полупространству.
___ t
/ = те + ₽ + 0-“Ж--1)м/^(пУ”’ <7>
гдеА\— коэффициент, зависящий от v (при v — 2, Кг = 0,4;
при v = 3, Л\ = 0,12); /г1пах — максимальная высота единичной
неровности; R — радиус единичной неровности; а — коэффициент,
учитывающий изменение фактического контакта при движении
по сравнению с неподвижным контактом.
Анализируя уравнения (6) и (7), можно заметить, что при упру-
гом контакте коэффициент трения с увеличением нагрузки умень-
шается, при пластическом — возрастает. Заметим, что эта
зависимость имеет место, если физико-механические свойства
поверхностей трения не меняются, т. е. не меняется адгезионное
вз аимодействие поверхностей.
§ 3. УСТАЛОСТНАЯ ТЕОРИЯ ИЗНОСА
Согласно усталостной теории [16, 17] процесс износа рассмат-
ривается как поверхпостпое диспергирование в результате много-
кратной деформации микронеровностей контактирующих поверх-
ностей, приводящее к упрочнению и усталостному разрушению.
Адсорбционное или адсорбционно-химическое воздействие окру-
12
даающей среды интенсифицирует этот процесс, облегчает пласти-
ческое деформирование и последующее хрупкое разрушение мате-
риала в поверхностном слое. Тот факт, что в поверхностном слое
в период предразрушенпя могут происходить самые разнообразные
физико-химические процессы, не противоречит усталостным пред-
ставлениям о природе износа, наоборот, он подтверждает их, так
как аналогичные изменения в материале имеют место и при уста-
лости в обычном понимании этого процесса. Однако соотношение
между различными по своей природе изменениями в материале,
естественно, меняется при изменении условий работы материала.
Поэтому не всегда просто удается обнаружить связь между обыч-
ной объемной усталостью и износом материала.
Износ материала удобнее оценивать линейной интенсивностью
износа I
Д/ ДР . Аг . рс
1 aj.-
(8)
где AZ — толщина истертого слоя при трении; L — путь тре-
ния; i — удельный износ, представляющий собой количество изно-
шенного материала А У на пути d, равном диаметру пятна касания,
, . Дг
деленному на фактическую площадь касания Ar:i — .
Количественная связь интенсивности износа со свойствами
поверхностей и условиями трения выражается следующим образом.
Если принять деформируемый объем материала V равным внедрен-
ному объему, то
/I* п* , ,
С г ( h
V = \ Ardh = \ Acb[ h---------
J \ max
v h*
dh = -Ару _j_ i ’
(9)
где k* — глубина внедрения максимальной неровности.
Обозначив через п число циклов взаимодействия, приводящее
к разрушению объема единичной фрикционной связи, получаем
Др = V/n (Ю)
и соответственно
h*
(v -|- 1) dn ’
(И)
Число циклов п до разрушения зависит от вида нарушения фрик-
ционных связей. Так, при микрорезании отделение материала про-
исходит при однократном воздействии {п = 1) и интенсивность
износа
г _____tg 0__ _К_
2(v-|-l) НВ’
(12)
13
где tg 0 — тангенс угла наклона средней единичной неровности,
режущей материал.
Для пластического контакта при определении числа циклов до
разрушения можно воспользоваться результатами исследований
малоцикловой усталости, проведенных Р. М. Шнейдеровичем,
Таварнели и Коффиным [19], показавшими, что число циклов до
разрушения зависит от относительного удлинения материала в
процессе деформирования и выражается следующим образом:
(13)
где екр — относительное удлинение, соответствующее разрыву
образца при однократном нагружении; е — относительное удли-
нение, при котором разрушение происходит через п циклов; /пл —
коэффициент, определяющий усталостные свойства материала
в условиях малоцикловой деформации.
Рис. 3. Схема взаимодей-
ствия сферы с идеально
пластическим полупро-
странством. Сплошными
линиями показаны линии
скольжения; пункти-
ром — реальный профиль
пластического полупро-
странства. АА0 — зона
проскальзывания, н~
зона залипания
Рассмотрев задачу о движении цилиндрического индентора по
поверхности идеально пластического полупространства, Б. А. Дру-
янов и Г. М. Харач [20] пришли к выводу, что наибольшее удли-
нение материала имеет место в точке А (рис. 3), соответствующей
выходу индентора из контакта с пластическим материалом. Отно-
сительное удлинение материала в этой точке зависит от относи-
тельного внедрения индентора е = h/R и прочности на срез адге-
зионной связи т
&х (А) = — 1п
А 1 + 2r/cg
/ 2е 1 — 2t/gs
(14)
[ — е
где 6Г(Л) — относительное удлинение материала в точке A; os —
предел текучести материала полупространства.
14
Подставляя значения числа циклов до разрушения и выражая
/;* н (1 в выражениях (10), (12) через параметры шероховатости
поверхностей, получили расчетное уравнение интенсивности из-
носа материала при условии многократного пластического оттес-
нения его поверхностных слоев микронеровностям п поверхности
контртела
tgo (— in i —
/
Xnax / Ре
R \ HBi> ) 1 — 2t/Cs
2^Т1)^~
1’ПЛ

При упругом контакте число циклов до разрушения, согласно
кривой усталости Велера, зависит от напряжения и выражается
следующим образом:
упр
(16)
п —
%
о
где о0 — константа, имеющая физический смысл прочности при од-
нократном нагружении; о — действующее напряжение; /упр — коэф-
фициент, характеризующий усталостные свойства материалов.
Рис. 4. Схема взаимодействия
сферы с упругим полупро-
странством
V — давление по Герцу; Щ.—напря-
жение по оси аг, возникающее в ма-
териале упругого полупространства
При движении твердого сферического индентора по упругой
подложке (рис. 4) перед индентором поверхность подложки сжата,
за индентором — растянута [21]. Таким образом, здесь имеет место
знакопеременный несимметричный цикл напряжения.
Для большинства материалов наиболее опасным будет напря-
жение растяжения в точке А. Это напряжение пропорционально
удельной силе трения туд -- F/Аг
б = Л'тУд = Kfp,-, (17)
где К — постоянная.
Подставляя значение числа циклов до разрушения в выражение
(12) и выражая сближение и диаметр пятна касания через парамет-
ры кривой опорной поверхности и механические характеристики
15
материалов, И. В. Крагельский и Е. Ф. Непомнящей получили
[22] расчетное уравнение интенсивности износа при прутом кон-
такте
К2— коэффициент, зависящий от v (при v — 3, К2 = 0,69); Е —
модуль Юнга; р — коэффициент Пуассона.
Результаты экспериментов и расчетов по приведегным уравне-
ниям [22] указывают на возможность использования их в инженер-
ных расчетах на износ. Однако, учитывая сложность а многообра-
зие процессов, происходящих на поверхностях при износе мате-
риалов, следует считать необходимым более тщательную проверку
и дальнейшее уточнение расчетных выражений.
§ 4. ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ К МАТЕРИАЛАМ
ПАР ТРЕНИЯ, И ВЫБОР ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ПАРАМЕТРОВ
ПРИ ОЦЕНКЕ НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
Изыскание новых материалов и подбор их для узлов трения
начинается с определения требований, предъявляемых к этим ма-
териалам. Помимо учета механической прочности, коррозионной
стойкости, огнебезопасности, технологических требоганий к мате-
риалам пар трения предъявляются требования необходимой изно-
состойкости, легкой прирабатываемости заданного значения коэф-
фициента трения при отсутствии схватывания задира.
Требование по обеспечению необходимой износостойкости ма-
териала связано с потерей работоспособности узла трения, если
его геометрические параметры изменились до критических, напри-
мер, когда зазор между валом и втулкой в сопряжении вал — втул-
ка превысил допустимый размер. Указанное требогание соблю-
дается, если I [Z], где [/] — допустимая интенсивность износа.
При установившемся режиме работы узла трения изменение
размера и интенсивность износа связаны равенством
где и—скорость скольжения; Т — долговечность работы.
16
Требование заданного значения силы трения определяется энер-
гетическими затратами на работу узла трения, длиной пути тормо-
жения и т. д., в связи с чем коэффициент трения в эксплуатации
не должен выходить за пределы допустимых значений.
Отсутствие схватывания обеспечивается наличием внешнего
трения материалов, т. е. локальным разрушением образовавшихся
фрикционных связей в зоне контакта. Условием начала перехода
от внешнего трения к внутреннему может служить переход от пла-
стического оттеснения к микрорезанию (см. § 2).
Вследствие неточности изготовления сопряженных деталей,
а также в результате коробления, шероховатости и волнистости тру-
щиеся поверхности неполностью прилегают друг к другу. Касание
происходит в отдельных точках, составляющих небольшую часть
номинальной площади касания, в результате чего может иметь
место перекос деталей, наличие местных высоких удельных нагру-
зок, приводящих к высоким температурам в контакте. Поэтому
одним из основных требований, предъявляемых к трущимся мате-
риалам, является легкая прирабатываемость деталей.
Из анализа требований следует, что резкая грань между фрик-
ционными и антифрикционными материалами отсутствует. Фрик-
ционный (тот или иной) материал или антифрикционный — это
определяется служебным назначением и условиями его работы.
Известно, что фрикционные свойства материалов существенно
зависят от режима работы узла трения. Одна и та же пара материа-
лов может прекрасно работать в одних условиях и оказаться нера-
ботоспособной в других. Поэтому было бы неправильно сравнивать
материалы по результатам испытаний, полученным на одном ре-
жиме работы узла трения. Фрикционные свойства материалов дол-
жны характеризоваться зависимостями от ряда наиболее сильно
влияющих факторов, меняющихся в процессе трения. Анализ вли-
яния режима трения, механических и геометрических характери-
стик трущихся поверхностей на трение и износ, проведенный с по-
зиций молекулярно-механической теории трения и усталостной
теории износа, представлен в табл. 1.
Анализ влияния различных факторов на трение и износ позво-
ляет считать температуру и нагрузку основными факторами, обус-
ловливающими фрикционные свойства трущихся материалов.
Роль температуры в процессах трения
и износа материалов
Форсированно рабочих режимов машин и механизмов, т. е.
увеличение скоростей фрикционных соединений, контактных дав-
лений, приводит к возникновению значительных температур в
зоне контакта. Исследования [23] показали, что даже при сравни-
тельно мягких режимах работы узла трения температура может
достигать значительной величины.
17
Т а блица 1
Влияние различных факторов на фр и:ц юнные енонстна матер ia;ioit
Фактор Трение
упругий контакт пластический контакт
Физико-химическое состоя- ние поверхности (проявляет- ся через прочность адгези- онной связи на срез) / ~ То То ' Рг ' Деф
Темпера I ура 1) Влияет па взаимодействие материала с окружающей средой; 2) изменяет физико-химиче- ское состояние поверхности; 3) влияет через упругие ха- рактеристики материалов на величину фактической пло- щади контакта 1) Влияет на взаимодействие с окружающей средой; 2) изменяет физико-химиче- ское состояние поверхности; 3) влияет через пластические свойства материала на вели- чину площади фактического контакта; 4) влияет через градиент изменения механических свойств
Коэффициент трения — —
Удельная нагрузка 1) Влияет через температуру трения; 2) влияет через площадь фактического контакта 1 / 1 \2v4-J ~ ( РJ 1) Влияет через температуру трения; 2) влияет через площадь фактического контакта 1
Скорость скольжения Влияет через температуру трения
Модуль упругости или твер- дость ( 1 А ; ~ A j 2v 1 / 1 \ 2v /дек ~ jjg J
Прочность или разрывная деформация Не влияет Не влияет
Шероховатость Влц 1 И A2V+1 1 ~ I'w) нет на величину фактической /л \lft / ( 'max \ ' деф ~ д )
К оэ ффициепт уста л ост и —
18
упругий контакт пластический контакт микрорезание
влияет через упруго-прочно- сгные характеристики и ко- эффициент тропин Влияет через пластические и прочностные характери- стики, а также через коэф- фициент трения Влияет через твердость
Влияет через упруго-проч- иоетпые характеристики и коэффициент трения Влияет через пластические и прочностные характери- стики, а также через коэф- фициент трения То же
1) Влияет через температу- ру; 2) влияет через величину действующего напряжения 1) Влияет через температуру; 2) влияет через величину действующей деформации Не влияет
1) Влияет через температуру 2) влияет через площадь фак мации трения; гического контакта и действ у г / ~ Ре 2v эщие напряжения или дефор- / ~рс
л реологические свойства коптактируемых материалов
Влияет через площадь факта I ~ 1 ~ °0 ческого контакта и действую! 2v-M 2V \нв/ 1 J цис контактные напряжения 1 1 ~ НВ Нс влияет
Илощади контакта и на вид нарушения фрикционной связи
Лтах\ ^тах^ i+t О I ~ е
к 1 к п
+ £4 а 1 1. г ^1,5- t -3 Не влияет
19
В условиях затрудненного теплоотвода — при работе узлов
трения в вакууме и при трении полимерных материалов, облада-
ющих сравнительно малой теплопроводностью, происходит силь-
ный разогрев трущихся деталей. Следует учитывать, что коэффц,
циент трения самосмазывающихся и тормозных материалов в паре
с металлом значительно выше коэффициента трения в узлах с гид-
родинамическим режимом трения, а это вызывает более интенсив-
ное тепловыделение в процессе трения.
Увеличение температуры в процессе трения приводит к изме-
нению физико-механических свойств материалов, а при взаимо-
действии с окружающей средой — к физико-химическим измене-
ниям поверхностных слоев материалов if, таким образом, к изме-
нению величин коэффициента трепня и интенсивности износа
[24-26].
Температурные воздействия в процессе трения полимерных
материалов помимо снижения механических свойств (например,
для самосмазывающихся материалов типа АМАН увеличение тем-
пературы от 20 до 150—200° вызывает уменьшение модуля упру-
гости в 5—6 раз, а твердости в 2—3 раза) приводят к глубоким
физико-химическим превращениям. Образующееся при трении
тепло может привести к распаду полимерной структуры на низко-
молекулярные цепи, к выделению на поверхности трения жидких
смолообразных и газообразных продуктов. Кислород, присутству-
ющий в атмосфере и в порах трущихся материалов, а также полу-
чаемый в результате разложения различных вводимых ингредиен-
тов, способствует протеканию процессов типа крекинга, пиролиза
и просто окислительного распада [27].
Надо отметить, что физико-механические процессы в связи с
наличием температурного градиента, направленного в глубь ма-
териала, могут протекать в тонких поверхностных слоях, не рас-
пространяясь по всему объему полимерного материала. Темпера-
турный градиент позволяет применять полимерные материалы в
более широком диапазоне скоростей и нагрузок, несмотря на то,
что на поверхности трения могут иметь место температуры, превы-
шающие для данного материала критические.
Таким образом, для полимерных материалов, температурные
зависимости фрикционных свойств отражают влияние таких физи-
ко-механических характеристик, как термостойкость, т. е. ус-
тойчивость полимера к деструкции под воздействием температуры,
термомеханическая стойкость (теплостойкость), т. е. способность
полимера к размягчению; стойкость к механической деструкции,
т. е. к разрушению цепей полимера под влиянием механических воз-
действий.
Влияние нагрузки. Нагрузка оказывает существенное влияние
на площадь фактического контакта поверхностей, а следовательно,
и на фрикционные характеристики материалов [28, 29]. При упрУ'
гом контактировании поверхностей площадь фактического контакта
20
2v
пниональна ; при пластическом контакте площадь
"веского контакта пропорциональна нагрузке. Указанные
^а1'ношения приводят к тому, что в общем случае зависимость
* °° Ьфлцнепта трения от нагрузки проходит через минимум, падая
отичепием нагрузки в области упругого контакта и возрастая
С области пластического контакта. С увеличением нагрузки уве-
В чпвается отношение внедрения к радиусу единичной неровности,
Л1>гчаментирующее вид фрикционной связи; С ростом нагрузки
очинивается объем поверхностных слоев материала, втянутых
в деформацию, что приводит к увеличению количества тепла, вы-
деляемого при трении [30].
Следует отметить, что в ряде случаев, например в тормозных
устройствах или в узлах с затрудненным теплоотводом (в вакууме),
действие нагрузки проявляется главным образом через температуру
трения.
Влияние скорости скольжения проявляется в основном через
температуру, развиваемую при трении. Непосредственное влияние
скорости на сопротивление деформированию материала в процессе
трения проследить трудно, так как процесс трения связан с выде-
лением тепла. Влияние скорости существенно при условии, когда
время воздействия на материал (время существования пятна фак-
тического контакта) соизмеримо с временем релаксации возникаю-
щих на пятпе фактического контакта напряжений. Изучая трение
высокоэластических материалов при малых скоростях скольжения,
Г. М. Бартенев и А. И. Елькин [31] пришли к следующему выра-
жению для силы трения:
U кТ , В
г =----------In — ,
Т т г
(20)
где F — сила трения; U — энергия активации; к — константа
Больцмана; v — скорость скольжения; В, у — коэффициенты,
зависящие от структуры полимера.
Из уравнения (20) следует, что изменение температуры приво-
дит к обратно пропорциональному изменению силы трения, а сила
трения зависит всего лишь от In v.
Для выяснения относительного влияния скорости скольженпя
и температуры на трение самосмазывающихся материалов на ма-
шине И-47 проводились следующие испытания [32]. Кольцевые об-
разцы, изготовленные из самосмазывающсгося материала АМАН-2
и стали 2X13, работали торцами друг по другу при различных
скоростях скольжения в течение 15 мин на каждой ступени ско-
рости. В процессе испытаний измерялись коэффициент трения и
температура на расстоянии 1 мм от поверхности трения. Резуль-
таты испытаний при различных нагрузках, представленные в виде
3а,1Пс им остей коэффициента трения от скорости скольжения и тем-
«ературы, представлены на рис. 5. Испытания показали, что при
21
Рис. 5. Зависимость коэффициента трения / материала
АМАН-2 по стали 2X13 от скорости скольжения (я) и тем-
пературы (б) при различных удельных нагрузках (в кГ/см2)
1 — Рс = 1; 2 — Рс = 2; з — Рс = 4
увеличении нагрузки минимум на кривых / = <рх (г) сдвигается
в сторону меньших скоростей (5, а), в то время как минимум на
кривых / — <р2 (fl) при испытаниях с различными нагрузками со-
ответствует определенной температуре (5, б). Результаты испытании
говорят о превалирующем влиянии температуры на трение иссле-
дуемых материалов. Аналогичные результаты были получены
Г. Е. Лазаревым на ряде тормозных материалов [33].
22
Т а б л и Н а “*
фрчкщо.п-ая тсалостоп-ю.-гь
.к л
и Ш'сущая способность
материалон (онроде-
цспытаяпн конструкционны? материалов
Испытания на трение и износ
бойкость характеризует способ-
JfT ьитерпала сохранять прочностные
”арактерпстпкн до определенных темпера-
1УР „гтоикв ть материала характеризует-
ч кш^нЧескоп температурой (или дпапа-
с,г р, ,!™пепатур), В котором резко менн-
?отся^ ^руго-прочностные характеристики
материала
Фрикционная теплостойкость характеризу-
ет способность трущейся пары сохранять
в допустимых пределах коэффициент тре-
ния и интенсивность износа в рабочем
диапазоне температур, возникающих при
трении данных материалов [32, 33]
Фрикционная теплостойкость характери-
зуется зависимостями коэффициента трения
и интенсивности износа от температуры
/ = <Р1 (6)
/ = <f‘2 (6)
и по определению
lUK/ClUJ-
Несущая способность характеризуется
нагрузками, соответствующими предель-
ным состояниям детали по прочности,
устойчивости, сопротивлению пластичес-
ким деформациям,
спр<[°Ь
где оПр — приведенное расчетное напряже-
ние по гипотезе прочности, соответствую-
щее данному состоянию материала (пла-
стическому или хрупкому); [о] — допусти-
мое значение напряжения
Несущая способность характеризуется
нагрузками, соответствующими потере ра-
ботоспособности узла трения в результате
выхода значений коэффициента трения и
интенсивности износа за допустимые пре-
делы
Поскольку требования, предъявляемые к
узлам трения, изменяются в широком диа-
пазоне, несущая способность характери-
зуется зависимостями
t = (рс)
I = (рс)
и для определенного узла трения
Температурный режим работы узла трения при постоянных
нагрузках и скорости скольжения можно изменить варьированием
коэффициента взаимного перекрытия Квз [8], представляющего
собой отношение площадей трения контактирующей пары, от ве-
личины, близкой к 0, до 1. Очевидно, что с7ТВз = 1 при одинаковых
скоростях скольжения можно достичь более высоких температур,
гем с I\it3 (j_ Вероятно, поэтому зависимости коэффициента тре-
ния от скорости, полученные на различного типа машинах трения,
ят Разныи характер. На рис. 6 показаны зависимости коэффи-
ни \’еНПЯ °г СК°РОСТИ скольжения для пары: тормозной мате-
(д ' 5 V5 — чугун 4НМХ. Кривая 1 получена на машине И-47
Ресно i ’ К^ввая — ыа дисковой машине (Квз = 0,05). Инте-
Ко > 1’ ЧГ° Те Же испытанпя, но представленные в виде зависимости
,[то поЛ'П0ИТП тРеП1|я от температуры, имеют одинаковый характер,
на т, 1/11 |!еР>кда^т вывод о превалирующем влиянии температур.!
Ренне у атерналов.
23
Рис. 6. Зависимость коэффициента трения
} материала 6КХ-1 по чугуну 4I1MX от
скорости скольжения (а) и температуры (б)
при различных коэффициентах взаимного
перекрытия. рс = 4 кГ/см2 (кривые 1 и 4);
рс =15 кГ/см1 (кривые 2 и 3)
1,з — испытания на машине И-47; 2, 4 — испы-
тания на дисковой машине трения
В соответствии с родщ0
температуры и narpy3Kjl
лабораторные испытание
на трение и износ дол?кцц|
оценивать фрикционнув
теплостойкость и несу,
щую способность матерц.
алов (табл. 2). Результаты
л абор аторпых испытаний
на трение и износ состав-
ляют паспорт фрикционных
свойств пары трения (ана-
логично прочности на раз-
рыв, пределу текучести,
составляющих технический
паспорт конструкционных
материалов). Как лабора-
торные испытания на проч-
ность образцов материалов
не определяют прочности
конструкции, так лабора-
торные испытания на тре-
ние и износ, как правило,
не позволяют оценить вли-
яния конструктивных осо-
бенностей па фрикцион-
ные характеристики узла
трения. Использовать дан-
ные лабораторных испыта-
ний при расчете узлов тре-
ния можно с применением
аппарата теории модели-
рования, основные положе-
ния которой изложены в
работе [34].
Выход из строя деталей
в результате трения и изно-
са происходит в основном
быстрее, чем разрушение
конструкции. Поэтому про-
в ерка материал ов на трение
и износ является определя-
ющей при оценке надежное'
тп и долговечности работ#
машины.
Г i.ci в а II
ФРИКЦИОННАЯ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ материалов
s 1 УСТАНОВКИ И МЕТОДИКА ИСПЫТАНИЙ
НА ФРИКЦИОННУЮ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ
Испытания материалов па фрикционную теплостойкость про-
водятся на машине трепля типа И-47, выпускаемую под торговой
маркой МФТ-1 (завод измерительных приборов, г. Иваново) [35].
Техническая характеристика машины Д1ФТ -1
Число одновременно испытываемых образцов ..... 1
Число оборотов образца, об/мии........ 10/6000
Точность поддержания числа оборотов двигателя, % ... + 5
Предельно допустимый момент трения, кГ-см ...... 90
Точность измерения момента трения, % ............... ±5
Удельная нагрузка на образцы, кГ/слР................. 7,5—300
Точность измерения температуры, %.................... + 3
Пределы измерения суммарного износа образцов, мм 0,2—8
Точность измерения износа, %..................... . . + 5
Рабочий узел машины смонтирован на столе / (рис. 7) и состоит
из двух валов, один из которых приводится во вращение электро-
двигателем постоянного тока, второй имеет возможность передви-
гаться вдоль оси. Вращающийся вал установлен на подшипниках
качения в бабке 2, второй вал — во втулке скольжения бабки 3.
Па концах валов укреплены головки с гнездами для испытуемых
образцов 4. Головка на вращающемся валу имеет шаровую опору,
что ускоряет процесс приработки и улучшает прилегание по
поверхности трения образцов. Осевая нагрузка на образцы создает-
ся рычагом 5 с грузом, устанавливаемым на линейке в определенном
положении для данного давления. Сила трения между фрикционной
^арои замеряется по углу отклонения маятника 6, жестко связан-
св >° С Н1!ПоДвижнои головкой, и осветителем 7, который бросает луч
° И 111 гРадУиР0ВаннУю шкалу S
[3?1 с,1,‘1га11Ия на фрикционную теплостойкость подразделяются
Иа Ускоренные, испытания на трение и па полные испытания
U Феиие и износ.
25
Рис. 7. Схема машины трения тина 11-47
Ускоренные испытания проводятся в течение 15 мин на каждой
ступени скорости скольжения. Перед началом испытания
образны прирабатываются. Скорость скольжения подбирается
с таким расчетом, чтобы образующееся при трении тепло не при-
водило к изменению свойств трущихся материалов. Об окончании
приработки судят по появлению следов износа на всей поверхности
трения, по появлению следов намазывания на всей поверхности
контртела и по неизменности значений коэффициента трения и
температуры в течение 5 мин.
По результатам испытаний определяется зависимость коэффи-
циента трения от температуры (рис. 8).
Полные испытания на трение и износ проводятся в течение
6 час на каждой ступени скорости скольжения. Вес образцов изме-
ряется до начала испытания, через каждый час и после испытаний.
По результатам взвешивания строится кривая износа (весовой из-
нос образца во времени), включающая режим приработки, харак-
теризующийся криволинейным участком кривой, и стационарный
режим износа (прямолинейный участок кривой, угол наклона ко-
торой характеризует интенсивность износа). По кривым износа,
полученным при различных температурных режимах испытания,
строится график зависимости интенсивности износа при установив-
шемся режиме от температуры. В случае интенсивного износа ма-
га
Рис. 8. Зависимость коэффициента трения / от тем-
пературы для пар трения. рс = 2 кГ/сл?
I — металлокерамика ФМК-11 — чугун 4HMX; 2 — метал-
локерамика МПК-1 —чугун 4НМХ (рс =16 кГ/см2); 3 —
ретинакс ФК-16Л— чугун 4НМХ; -1—АМАН-2 — сталь
2X13; 5—АФ-ЗАМ—2X13; 6 — металлокерамика с дисульфидом
молибдена —сталь 2X13
сериалов, что имеет место, например, у тормозных материалов,
зависимость интенсивности износа от температуры строится по
результатам 15-минутных испытаний. Для этого образцы взвеши-
ваются до и после испытания на каждой ступени скорости сколь-
жения, причем в расчет интенсивности износа [см. уравнение (21)]
включается и режим приработки.
На рис. 9 приведены зависимости интенсивности износа от тем-
пературы для пар трения: самосмазывающийся материал АМАН-2—
сталь 2X13, самосмазывающийся материал АФ-ЗАМ — сталь
2X13, тормозной материал ретинакс ФК-16Л — чугун 4НМХ.
Перед испытаниями строится тарпровочный график — откло-
нение маятника (в делениях шкалы) в зависимости от момента. Ис-
следуемые образцы изготавливаются в виде колец. Согласно РТМ
6-60 («Испытание материалов на фрикционную теплостойкость»)
наружный диаметр образцов равен 28 лыи, внутренний—20jh.w, вы-
сота 15 мм. В процессе испытания торцы кольцевых образцов трут-
ся друг по другу. Кольцевые образцы дают возможность создавать
необходимый коэффициент взаимного перекрытия, обеспечивают
равномерную нагрузку на поверхность трения и направленный
теплоотвод.
Температура, развиваемая в процессе трения, измеряется с по-
мощью термопары и регистрируется потенциометром ЭПП-09М.
Рабочий спай термопары заделан в неподвижный металлический
образец на расстояний 1 мм от поверхности трения. При устано-
вившемся режиме работы в образцах устанавливается определенный
температурный градиент, направленный перпендикулярно к по-
верхности трения. В металлическом образце, как в наиболее тепло-
проводном, градиент меньше, поэтому температура, измеряемая на
27
Гис. 9. Зависимость интенсивности износа от температу-
ры для материалов
1 — АМАН в паре со сталью 2X13; 2 — АФ-ЗАМ в паре со сталью
2X13; 3 — Ф.К-16Л в паре с чугуном 4НМХ при р = 2 иГ/cjh2
расстоянии 1 мм от поверхности металлического образца, соответ-
ствует температуре слоя непосредственно вблизи поверхности по-
лимерного контртела. Регулировка скорости вращения электродви-
гателя производится вариатором, замер числа оборотов — фото-
сопротивлением, работающим в комплекте с частотомером.
Износ материалов определяется либо по изменению высоты об-
разцов, либо по разности их веса. Весовой износ пересчитывается
в линейный по формуле
7 = — -— (21)
L SyLl&' v41'
где Q — весовой износ, мг;8 — площадь поверхности трения, см2;
у — удельный вес материала, г/смА; L — путь трения, км.
Метод оценки материалов на фрикционную теплостойкость,
нашедший ранее успешное применение при разработке тормозных
материалов [36], в настоящее время применяется для оценки само-
смазывающихся материалов, предназначенных для работы в узлах
сухого трения в обычных атмосферных условиях, в химически
агрессивных средах и в вакууме.
Этот метод облегчает работу по изысканию новых материалов,
совершенствованию технологии производства, позволяет произво-
дить приемио-сда точные и контрольные испытания серийно выпус-
каемых материалов. Примером применения метода оценки на фрик-
ционную теплостойкость при приемно-сдаточных испытаниях
может служить ГОСТ 10851—64 (Фрикционные изделия из матери-
ала «Ретинакс»), регламентирующий характер температурной за-
28
висимости коэффициента трения тормозного материала «Ретинакс»
в паре с чугуном 4НМХ, со сталью 40ХН, с чугуном СЧ 15—32
п зоны разброса значений коэффициента трения.
Согласно принятой модели движения единичной неровности
(см. главу I), фрикционные свойства материалов определяются по-
верхностной температурой (температурой вспышки на пятне фак-
тического контакта), обусловливающей адгезионное взаимодейст-
вие материалов, и температурой деформируемых поверхностных
слоев. Очевидно, что изменение механических свойств, а следова-
тельно и фрикционных характеристик пары трения, будет зависеть
от температурного градиента [37]. Поэтому, если в процессе экс-
плуатации узла трения определяющей является температура тре-
ния, определение температурных зависимостей коэффициента тре-
ния и интенсивности износа следует производить по методике
оценки на фрикционную теплостойкость. Если же определяющей
является температура рабочей или окружающей среды, то лабо-
раторную оценку влияния температуры следует проводить на уста-
новках, обеспечивающих внешний нагрев и охлаждение испыты-
ваемого узла.
Терморегулируемая головка неподвижного образца к машине
трения И-47-К-54 разработана С. III. Рыбаловым [32]. Методика
проведения испытаний при термостатировании от методики испыта-
ний на фрикционную теплостойкость отличается лишь только тем,
что определяющая температура в первом случае создается внеш-
ним обогревом узла трения.
§ 2. О ВОЗМОЖНОСТИ РАСЧЕТА ХАРАКТЕРИСТИК
фрикционной теплостойкости
Коэффициент трения
Стремление рассчитать коэффициент трения вполне понятно.
Возможность такого расчета избавила бы нас от проведения мно-
гочисленных испытаний или по крайней мере^сократила бы их
число. Казалось бы, уравнения [8] и^[9] дают ключ к решению
данной задачи. Деформационная составляющая^силы трения мо-
жет быть определена аналитически, а адгезионную составляющую
можно определить лишь экспериментальной оценкой удельной
тангенциальной прочности адгезионной связи т и коэффициента
возможного упрочнения адгезионной связи нагрузкой [3. Последние
зависят от природы контактируемых материалов и наличия на их
поверхностях адсорбированных газов или смазки. Методам оценки
сил молекулярного взаимодействия при трении посвящен ряд
работ. Эти методы основываются или на определении сопротивле-
ния отрыву [29—39], или на измерении силы трения [40, 41]. Но
первые методы не позволяют определить прочность адгезионной
29
связи в тангенциальном направлении, вторые — отделить дефор-
мационную составляющую силы трения от адгезионной.
Рассмотрение задачи о скольжении гладкого сферического
индентора, внедряемого в идеально пластическое полупростран-
ство, привело к созданию метода оценки тангенциальной прочно-
сти адгезионной связи, основанного на визуальном определении
Рис. 10. Схема прибора ГП
момента, когда деформируемый материал перестает обтекать вне-
дрившуюся в него микронеровность и начинается микрорезание
[12, 15]. Переход от пластического оттеснения к микрорезанию
зависит от отношения глубины внедрения микронеровности в де-
формируемый^материал к радиусу, сил адгезии и наступает, если
1/ h* я ______. „
' У? > 5,6
Плавно увеличивая нагрузку на скользящий по плоскому об-
разцу сферический индентор и замеряя внедрение индентора в мо-
мент начала микрорезания, нетрудно определить значение т.
Изложенный метод основан на визуальном определении hk в мо-
мент перехода, потому он весьма приближенный.
В основу другого метода * определения адгезионной составля-
ющей силы трения положен анализ уравнений (5) — (7) [42].
Согласно указанным уравнениям, зависимость коэффициента тре-
ния сферического индентора, скользящего по пластическому полу-
пространству, от величины j/"L графически выражается прямой.
Эта прямая должна пересекать ось ординат в точке, координата кото-
рой равна адгезионной составляющей коэффициента трения, а тан-
генс угла наклона ее к оси абсцисс определит константу К.
* Метод разработан автором совместно с И. М. Алексеевым и А. В. Се-
меновым.
30
Испытания проводятся на мапшпе трения типа ГН (рис. 10).
На движущемся столе 1 укреплен плоский образец 2, по которому
скользит сферический индентор 3. Передвижение стола осущест-
вляется с помощью гидравлической системы J. Сила трения заме-
ряется системой: тяга 5 — тензометрическая балка 6 — усилитель
Записывается она на ленте осциллографа 8. Изменение внедре-
ния индентора достигается изменением нагрузки на сферический
индентор.
Рис. 11. Зависимость коэффициента трения / от J/ _L
На рис. 11 показаны результаты испытаний по трению шарика
радиусом 1 мм из стали ШХ15 (HRC =62), скользящего по поли-
рованным образцам из стали 45 (НВ=219),— кривая 1, и меди
(НВ=50) — кривая 2, стальной иглы радиусом 55 мк по меди —
кривая 3. Исследования проводились в диапазоне нагрузок от 1
до 150 г для иглы и от 0,6 до 6 кг для шарика. Значения глубины
внедрения при различных нагрузках устанавливали эксперимен-
тально. Согласно выражениям (5) и (6) угол наклона полученных
прямых характеризует константу К = 0,55; отрезок ио осп коор-
динат, отсекаемый путем экстраполяции данных прямых, равен
т/рг (в данном случае можно пренебречь величиной р). Считая,
что при пластическом контакте рг НВ, представляется возмож-
ным определить прочность адгезионной связи на срез т. Если
величиной р пренебречь нельзя (когда, например, трущиеся по-
верхности смазаны стеариновой кислотой), необходимо величины
т и р разделить. Это достигается сопоставлением результатов испы-
таний с подложками различной твердости (стеариновая кислота
наносится на сталь с различной твердостью). Подставляя резуль-
таты испытаний в уравнения (6) и (7), можно определить т и р.
Оригинальный метод разделения адгезионной и деформацион-
ной составляющих силы трения — метод покрытий. Он заключа-
ется в следующем. Берут два металла, например, медь и серебро.
На подложку наносят покрытия из следующих комбинаций:
1) 50 мк меди и 1 мк серебра; 2) 50 лк меди; 3) 50 мк серебра и 1 мк
31
меди; 4) 50 мк серебра. 11а машине типа Г11 измеряют коэффициент
трения скольжения сферического индентора по исследуемым образ-
цам. К индентору прикладывают нагрузку, обеспечивающую пла-
стическое оттеснение материала образца. Покрытие толвцшой в 1 мк
позволяет изменять адгезионную составляющую. Объемная со-
ставляющая определяется пластическими свойствами материала
покрытия 50 мк.
Результаты испытаний позволяют составить четыре уравнения
с четырьмя неизвестными
fi — нв^ + fae®- G’”
= ГГг.’",, + с"’
f _ Т°п I /
h - нвАе + Л:!’
f *aS । г
/4 НВд •*ДеФ- ’
где тдч — прочность па срез адгезионной связи: серебро — мате-
риал индентора; тс — прочность па срез адгезионной связи:
медь — материал индентора; /дсф. Ag, /деф. си — деформационные
составляющие коэффициента трения.
Значение величины прочности на срез адгезионной связи по-
зволяет подойти к оценке коэффициента трения аналитически.
Описанные методы определения адгезионной составляющей
силы трения основаны на принятой модели, согласно которой еди-
ничная микронеровность реальной поверхности моделируется в
виде сферы. Поэтому представляла интерес обратная проверка
правильности выдвинутой модели, т. е. важно было выяснить,
можно ли положиться на полученные данные при расчете трения
реальных поверхностей. Сопоставление расчетных и эксперимен-
тальных результатов представлено на рис. 12.
Сплошными линиями показаны результаты расчетов, в которых
величины тир брали из экспериментов, проведенных с единичной
неровностью, а параметры шероховатости определяли в процессе
соответствующей обработки профилограмм трущихся поверхно-
стей.
Разрушение адгезионной связи между двумя коптактируемымн
материалами сопровождается увеличением поверхности. На пре-
одоление сил сцепления и, таким образом, на образование новой
поверхности затрачивается часть работы трения. Эта работа идет
на перевод внутренних молекул в поверхностные, т. е. на увеличе-
ние потенциальной энергии этих молекул. Величина этой работы,
22
отнесенная к 1 см2 поверхности, получила название поверхност-
ного натяжения. Известно 143], что поверхностное натяжение
представляет собой не полную поверхностную энергию, а равно
Рис. 12. Зависимость коэффициента трепня /
от нагрузки для реальных поверхностей
1 — О — сталь 45 по стали 45 (v -- 3, Ь — 3, R =
=15 мк, h = 60 мм2) со смазкой МЦ-3;
2 — Д — медь по сталй 45 (шлифовка, v 7, v =
— 2,82, Ъ = 2,92, R — 7 мк, h max = 1,8 мк, Af =
=60 мм2) со смазкой МЦ-3: 3— ▲— то же, без смазки;
4 — v — сталь 45 по меди (строгание, v 3, v = 4,5,
6 = 45, R — 150 мк, 6 max — 30 мк, Ас — 81 лсм2)
со смазкой МЦ-3: ч — ▼ —то же, без смазки
максимальной полезной работе, затрачиваемой на образование еди-
ницы поверхности, т. е. представляет собой изменение изобарно-
изотермического потенциала в процессе разрушения адгезионной
связи
AZ = oAF, (22)
где AZ — изменение изобарно-изотермического потенциала; о —
поверхностное натяжение; AF — площадь, образующаяся в ре-
зультате преодоления сил адгезии.
Термодинамический подход к оценке адгезионного взаимодей-
ствия лег в основу адгезионной теории трения Рабиновича [44, 45].
Согласно этой теории, критерием в оценке сил трения и износа
является отношение работы по преодолению сил адгезии к твердо-
сти более мягкого материала * пЬ
1IB
ab = Ya + Tb ЧаЬ)
где Та — поверхностная энергия материала я; у(, — поверхност-
ная энергия материала Ь; уа1) — внутренняя энергия адгезионного
соединения.
2 В. В. Гриб, Г. Е. Лазарев
33
Твердость в данном случае является мерой оценки площади
фактического касания поверхностей при пластическом контакте
(НВ const/H,,).
Исследования Рабиновича и Сикорского показали, что сущест-
вует определенная зависимость между коэффициентом трения и
отношением И/дв для ряда чистых металлов с различным видом
кристаллических решеток. Для металлов с гексагональной решет-
кой коэффициент трения практически не зависит от И7'нв- Срав-
нивая критерий Рабиновича с выражением (6), нетрудно заметить
сходство критерия с первым слагаемым этого выражения.
Адгезионная теория трения не учитывает деформационной со-
ставляющей силы трения, что является большим упрощением.
Однако термодинамический подход к оценке адгезионного взаимо-
действия трущихся поверхностей наиболее перспективен в созда-
нии расчетного метода. Действительно, рассчитав изменение изо-
барно-изотермического потенциала, можно определить энергию, не-
обходимую для преодоления сил адгезии т, и, подставив величину
т в выражения (8) и (9), рассчитать коэффициент трения. Но изме-
рение поверхностной энергии твердых тел, в том числе и металлов,
связано с большими трудностями. Поверхностная энергия твердых
тел зависит от многих факторов: адсорбированных на поверхности
трения газов, кристаллической структуры, ориентации кристал-
лов, дефектов в кристаллической решетке, строения и заполнения
электронных уровней атомов, входящих в состав кристаллической
решетки [46]. Методы определения поверхностного натяжения, или
поверхностной энергии, твердых тел разработаны недостаточно.
Ориентировочно эти величины можно оценить в некоторых случаях
по косвенным данным (по изменению температуры плавления, дав-
ления насыщенного пара и т. д.).
О возможности расчета температурной зависимости
интенсивности износа
Фрикционная теплостойкость является комплексной характе-
ристикой материалов, отражающей влияние на трение и износ
физико-механических свойств материалов, геометрии поверхностей
и режима трения. В результате оценки на фрикционную теплостой-
кость определяется область рабочих температур и нагрузок, в ко-
торой данная пара трения может оказаться работоспособной. Одна-
ко в ряде случаев целесообразно вместо комплексной оценки про-
гнозировать фрикционные свойства материалов по их отдельным
физико-механическим характеристикам. Это существенно, напри-
мер, для материаловедов, создающих новые материалы для узлов
трения. В связи с этим интересно сопоставить характеристику фрик-
ционной теплостойкости, экспериментально получаемую, с характе-
ристиками, полученными на основе молекулярно-механической
теории трения и усталостной теории износа материалов.
34
Надо отметить, что температура непосредственно не входит
в приведенные ранее аналитические выражения интенсивности
износа, но зная, как меняются физико-механические характери-
стики материалов от температуры, можно получить соответствую-
щие температурные зависимости интенсивности износа.
Рассмотрим зависимость интенсивности износа самосмазываю-
щегося материала АФ-ЗАМ по стали 2X13 (HRC=32—35, V 7—8
по ГОСТ 2789—59) в диапазоне температур от 20 дс 200° [47].
Рис. 13. Упруго-прочностные характеристики
материала АФ-ЗАМ
НВ — твердость по Бринеллю, kF/ami2; Е — модуль упру-
гости, кГ/см2; — предел прочности, кГ/см2\ б — относи-
тельное удлинение при разрыве, %; екр величина, имею-
щая физический смысл относительного удлинения при п = 1;
t — коэффициент усталости при упругом деформировании
Самосмазывающийся материал АФ-ЗАМ, разработанным Инсти-
тутом машиноведения совместно с ВНИИ асботехнических изде-
лий, представляет композицию на основе фенолформальдегидной
смолы с наполнителями: асбестом и твердой смазкой. В качестве
твердой смазки в данной композиции использован дисульфид мо-
либдена. Материал АФ-ЗАМ предназначен для узлов трения, рабо-
тающих без жидкой смазки при нормальной и повышенной темпе-
ратурах. Детали из материала АФ-ЗАМ изготавливаются методом
горячего прессования или методом горячего литья под давлением.
Материал обладает достаточно высокой статической и динамиче-
ской прочностью, выдерживает термоудар при температурах до
200'. Зависимости упруго-прочностных свойств материала АФ-ЗАМ
от температуры приведены на рис. 13.
Были проведены испытания материала АФ-ЗАМ для получения
Усталостных характеристик. Гантелеобразные образцы (из мате-
риала АФ-ЗАМ) одним концом закрепляли в цанговой оправке,
Установленной па валу электродвигателя. На другой конец
образца консольно прикладывали нагрузку. Образец вращался с
Постоянной скоростью 5000 об!мин. Импульсный счетчик реги-
стрировал число циклов нагружения образца. При разрушении
образца счетчик автоматически выключался.
2*
35
Зависимость числа циклов до разрушения от напряжения —
кривая усталости, полученная в результате этих испытаний, пока-
зана на рис. 14. По углу наклона полученной зависимости в лога-
рифмических координатах определялся коэффициент усталости t.
Экстраполяцией прямой к п = 1 вычислялась величина о0 (Z =
= 13,3 + 0,06; ст0 = 279 ± 5,9 кГ/см^.
Ряс. 14. Схема и результаты испытаний на усталость
образцов из материала АФ-ЗАМ
Для определения характера зависимости коэффициента уста-
лости от температуры были использованы данные Финдлея [48],
проводившего исследования на усталость слоистых фенольных
пластиков. Зависимость коэффициента усталости от температуры
приведена на рис. 13. Коэффициент усталости мало изменялся до
120°, затем резко падал, т. е. усталостные свойства материала
ухудшались.
Рассматриваемый материал работает главным образом в узлах
трения, поэтому особый интерес представляли его усталостные свой-
ства в условиях контактного нагружения. На приборе «циклометр»
[49], схема которого представлена на рис. 15, были проведены испы-
тания. Для изучения процессов взаимодействия поверхностей при
трении в данном приборе использован принцип единичного выступа
в виде жесткого сферического индентора 1, который многократно
скользит с постоянном скоростью по гладкой поверхности диска 2
испытуемого материала. В процессе испытания определялось число
взаимодействий индентора с участком поверхности, приводящее
к отделению материала. Наблюдения за поведением материала
При таком нагружении показали, что здесь имеет место преимуще-
ственно пластическое (или вынужденное эластическое) деформиро-
вание материала. При этом реализуется режим жесткого нагруже-
ния, к которому применима формула (14). Число циклов до разру-
шения определялось по началу лавинообразного отделения частиц.
36
Результаты испытаний на приборе «циклометр» при различных
нагрузках на индентор приведены в табл. 3.
Т а б л и ц а 3
Результаты испытаи-ш па приборе «цзклометр»
№ опыта С / п
1 30 0,1 0,24 80—150
2 70 0,132 0,178 60—120
3 100 0,163 1,175 40—80
4 200 0,223 0,176 10—30
Здесь N — нагрузка на индентор, в г; е — действующая дефор-
мация в области контакта, определяемая по уравнению
е -- — In
_ I / __2_
I л/?-НВ
1+2Л
1-2/7
1
где / — коэффициент трения; п — число циклов до разрушения.
Испытания показали, что число циклов до разрушения в за-
данном диапазоне нагрузок составляет -~102 циклов, что также
Рис. 15. Схема рабочего узла прибора «циклометр»
п результаты испытаний на устал octi, и режиме
жестк ог о наг ружеипя
свидетельствует о пластической деформации в области контакта,
’*ри которой имеет место малоцикловая усталость. Для определения
коэффициента усталости и величины критической разрывной де-
формации, входящих в расчетное уравнение, результаты испытаний
были представлены в виде зависимости сот числа циклов п (рис. 15).
37
Таблица 4
Фрлкцпоппая теплостойкость материала АФ-ЗАМ в паре со сталью 2X13
Физико-механические характеристики
Темпера- тура, “С Е, кГ/смг И Oj, кГ-см2 НВ, кГ/мм* 'у 'пл Ео t
20 1,8-10* 0,35 340 28 13,5 2,1 0,9 0,42
50 1,56-10* 330 25 13,5 2,1 1,05 0,38
75 1,38-10* 0,35 325 13 0,37
100 1,19-10* 310 20 12,2 2,1 1,16 0,35
125 10* 290 11,4 0,29
150 7,5-103 0,35 260 14,5 9,5 2,1 1,25 0,22
185 5-103 225 6 0,13
200 ЗЛО3 200 8 4,2 2,1 1,3 0,11
Коэффициент усталости определяли по углу наклона этой зависи-
мости в логарифмических координатах, а экстраполяцией экспери-
ментальных значений к п = 1 вычисляли значение еЕр.
Имеющиеся данные [50] позволяют сделать вывод о том, что
в условиях пластической деформации в режиме жесткого нагруже-
ния параметр t не зависит от температуры. Величина критической
деформации при повышении температуры вследствие размягчения
материала возрастает. С некоторым приближением можно считать,
что характер зависимости екр от температуры аналогичен зависи-
мости от температуры разрывного удлинения д (см. рис. 14).
Располагая приведенными данными, можно, пользуясь урав-
нениями (13), (15), (18), рассчитать теоретическую зависимость
интенсивности износа от температуры и сравнить ее с данными
экспериментов.
Результаты испытаний на фрикционную теплостойкость мате-
риала АФ-ЗАМ в паре со сталью 2X13 приведены в табл. 4 и на
рис. 16. Здесь показаны изменения коэффициента трения и интен-
сивности износа от температуры вблизи контакта. Видно, что в
исследуемом диапазоне температур для данной пары трения на-
блюдается заметное снижение коэффициента трения и небольшое
увеличение интенсивности износа.
Испытания также показали, что в процессе тренпя при всех
режимах работы до 206'' поверхность трения стальных образцов
сглаживается. Впадины микронеровностей заполняются продук-
тами, переносимыми с поверхности самосмазывающегося матери-
ала, в связи с чем чистота стальной поверхности достигала V9,
а в отдельных случаях V 10 по ГОСТ 2789—59 при исходной
V7—8.
Изучение влияния шероховатости на трение самосмазываю-
щихся материалов с твердой смазкой дисульфида молибдена MoS2
88
I, результаты эксперимента Результаты расчета интенсивности износа по формулам для
упругого контакта пластического контакта микрорезания
— 2,9-10-8 9,3-10-» 4,94-10-0
4-10-” 2,7-10-» 4,9-10-» 5,51-10-е
7-10“» 9-10-W
7.10'0 3,5-10-ю 4,2-10-9 6,54-10-о
5-10“» 4,7-10-и
6-10“» 1,4-10-н 2,6-10-9 8,55-1О-о
1,2-10"« 9,4-10-и
2,5-l(J-8 2,5-10-» 3,5-IO"9 1,4-10-1
[51] показывает, что лучшие результаты получаются при трении
материала по шероховатой стальной поверхности. Поэтому для
исследования были выбраны стальные образцы с исходной часто-
той рабочей поверхности V 7—8 по ГОСТ 2789-59, которая опти-
мальна для стальных деталей, работающих в паре с самосмазыва-
ющимися материалами.
Наличие оптимальных величин шероховатости подтверждается
работами Ланкастера 152] и Соломона [53] и объясняется тем, что
в случае полированной поверхности частицы MoS2, переносимые
в процессе трения на стальную поверхность, плохо удерживаются
на гладкой поверхности. Более грубая шероховатость контртела
приводит к тому, что частицы дисульфида молибдена скаплива-
ются во впадинах, в то время как на вершинах микронеровностей
частицы не удерживаются.
Шероховатость поверхности стального образца до и после испы-
таний измерялась в продольном и поперечном направлениях до-
рожки трения на профилографе ВЭИ-калибр. По профилограммам
методами, аналогичными приводимым в работе Н. Б. Демкина
1101, строили кривые опорной поверхности. В исследуемом диа-
пазоне температур параметры поверхностей трения после прира-
ботки мало менялись от режима к режиму и составляли: v = 3,
7, Йп1ах = 3 МК
Н ~ у //ср. прод 7?ср. иопгр = 750 МК.
Расчет интенсивности износа в зависимости от температуры был
’’ронедец по уравнениям (13), (15), (18) для трех вероятных случаев.
1. Износ материала происходил вследствие усталостного раз-
ЙУиюния поверхностного слоя в результате многократного упру-
101 о деформирования.
39
Рис. 16. Расчетные п экспери-
ментальные значения интенсив-
ности износа материала АФ-ЗАМ
в зависимости от температуры.
Пунктиром ограничена область
экспериментальных значений.
Вертикальной штриховкой пока-
зана область расчетных значений
интенсивности износа при пласти-
ческом контакте с. отклонением
исходных для расчета параметре!
2. Износ материала проис-
ходил в результате повторно-
го пластического передефор-
мирования.
3. Материал изнашивался
вследствие микрорезания noJ
верхностного слоя более твер-
дыми микронеровностям!
стальной поверхности.
При выводе выражений
(13), (15), (18) принималось
что абсолютно жесткая по-
верхность скользит по упру
тому или пластическому полу
пространству. В данном слу-
чае не будет большой ошиЯ
ки, имея в виду большую разницу механических свойств материал®
АФ-ЗАМ и стали, в качестве абсолютно жесткой поверхности при1
пять стальную поверхность, а в качестве упругого или пластине*
ского полупространства — самосмазывающийся материал АФ-ЗАМ1
Такое предположение позволяет учитывать при расчете шерохо-i
ватость поверхности только стального образца. При этом коэффи!
циенты в уравнении, характеризующие шероховатость поверх-
ности контртела, принимают следующие значения:
с
1,21<у 1,2/3 = f) 7Г
Ka(v + 1) “*’0,69 (3 + 1) ’ ' ’
750 \’А
= 36,5
1
л
1
- = 100,
/лО/Уз
2
40
4,2-10
Hb1'v
750-7^
3 = 2^ = Н‘к9 = 5-Ю2,
В табл. 4 приведены исходные данные в результаты расчета.
11а рис. 16 представлены зависимости интенсивности износа мате-
риала АФ-ЗАМ но стали 2X13, вычисленные по формулам для упру-
гого контакта (кривая 1), для пластического контакта (кривая 2)
и для микрорезания (кривая.?). Точками показаны результаты экс-
перимента, полученные на матине И-47 при испытании материала
АФ-ЗАМ на фрикционную теплостойкость. Из графика видно, что
кривая, вычисленная по уравнению для пластического контакта,
накладывается на поле, в котором располагаются эксперименталь-
ные точки, или проходит близко от границ этого поля. Это свиде-
тельствует о том, что в рассматриваемом случае контактные де-
формацйи имеют пластическую или вынужденно эластическую
природу. Можно также предположить, что в области умеренных
температур (до 80° С) имеет место упруго-пластический контакт.
Наблюдаемое отклонение расчетной зависимости от эксперимен-
тальных данных находится в пределах ошибки, возникающей из-
за неточности определения механических свойств материала, ис-
пользуемых в расчете.
Проведенный анализ показывает возможность использования
предложенных ранее расчетных соотношений для определения
зависимости интенсивности износа материалов от температуры.
Такая возможность позволяет технологам целенаправленно фор-
мулировать требования по физико-механическим свойствам разра-
батываемых материалов, а при контроле качества выпускаемых
материалов сократить число дорогостоящих экспериментов.
Г л аеа // /
ОСОБЕННОСТИ ТРЕНИЯ И ИЗНОСА МАТЕРИАЛОВ
В ВАКУУМЕ
Вакуум следует считать качественно новым комплексом условий,
в которых фрикционные свойства материалов могут существенным
образом отличаться от фрикционных свойств в атмосфере воздуха.
К основным особенностям работы узлов трения в вакууме следует
отнести: затрудненность образования окисных и адсорбированных
газовых пленок на поверхностях трения, испарение материалов,
смещение равновесия химических реакций материалов на поверх-
ностях трения, возможность деструкции материалов, изменение
фазового состояния, а вследствие этого изменение механических
свойств материалов, отсутствие конвективного теплоотвода. Рас-
смотрим влияние указанных явлений на физико-механические и
фрикционные свойства материалов.
§ 1. ВЛИЯНИЕ ОКИСНЫХ И АДСОРБИРОВАННЫХ ГАЗОВЫХ
ПЛЕНОК НА ФРИКЦИОННЫЕ СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ
Взаимодействие между трущимися материалами решающим
образом зависит от природы покрывающих их поверхностных пле-
нок. Присутствующие в атмосфере воздуха на поверхности мате-
риалов окисные и адсорбированные газовые пленки препятствуют
контакту ювенильных поверхностей и в большинстве случаев дей-
ствуют как смазки, уменьшая трение и износ [23, 41, 54—65J.
Путем нагревания материалов в вакууме можно частично удалить
с поверхности окисные и адсорбированные газовые пленки. Бо-
уден, Тейбор и Роу [57, 64] показали, что увеличение температуры
обезгаживания от 100 до 1200° приводило к повышению коэффи-
циента трения серебра, никеля, платины от 0,4 0,6 до 4 5.
Коэффициент трения замерялся после того, как образцы охлажда-
лись до температуры 15 -н 20° С.
Согласно молекулярно-механической теории трения увеличение
трения происходит вследствие роста адгезионной связи. Если ве-
личина т превышает щ/2, разрушение фрикционной связи происхо-
дит по объему более мягкого материала. Внешнее трение перехо-
дит во внутреннее. Резкое увеличение величины адгезии после уда^
42
Таблица 5
Сравнительные данные но коэффициентам трения екольжепня для некото-
рых пар матер 1алоп на воздухе и в вакууме
Материал Коэффициент трения Материал Коэффициент трения
на возду- хе в вакууме1 после уда-' ления пленки па возду- хе в вакууме
Никель — вольфрам 1 [икель — никель . . 0,3 0,6 0,6 4,6 После С>() мин р Алюминий 99% — алю- аботы
Медь — медь .... Золото — золото . . 0,5 0,0 4,8 4,5 мипий 99% Сплав меди с берилли- ем — сплав меди с бе- 0,78 1,57
Алмаз — алмаз . . . 0,1 0,4 риллием 0,58 1,1
Сапфир — сапфир . . 0,2 0,6 Латунь — латунь . . . 0,32 0,5
Сапфир — сталь . . Каменная соль — ка- 0,15-ь0,2 0,5 Медь 99%—медь 99% Нержавеющая сталь — 1,04 2,00
менная соль .... Фторопласт — фторо- 0,8 0,8 нержавеющая сталь . . Нержавеющая сталь — 0,51 0,93
пласт 0,044-0,1 0,04 латунь Хром — хром ..... Медь — стал! Серебро — серебро . . 0,39 0,85 0,55 0,5 0,84 1,3 0,96 0,99
ления окисной пленки с поверхности трения подтверждается ра-
ботами по исследованию схватывания металлов при контакте
в вакууме. После отжига и очистки поверхностей контакта ионами
аргона и электронами полная адгезия после сжатия образцов была
обнаружена для следующих пар материалов: алюминий — железо,
медь — серебро, никель — молибден. Незначительная адгезия на-
блюдалась у материалов: медь — молибден, серебро — молибден,
серебро — железо, серебро — никель. В табл. 5 приведены срав-
нительные данные по коэффициентам трения скольжения для раз-
личных пар материалов на воздухе и в вакууме.
Роль окиси железа как смазки показана была ранее в работах
Диса [65]. Наклей [66] и Рейченбах [67] приводят данные по из-
менению коэффициента трения для пары сталь — сталь от разре-
жения, объясняя минимум на кривой коэффициент трения — сте-
пень разрежения в рабочей камере образованием Fe3O4 на поверх-
ности трения.
Следует отметить, что на фрикционные характеристики мате-
риалов оказывают влияние не только качество пленки, но и ее
голщина. Как было показано Боуденом [23], с увеличением тол-
идины пленки индия на поверхности металла коэффициент трения
'Начала уменьшался, затем начинал расти. Вероятно, этим можно
43
объяснить инверсию (небольшое снижение интенсивности износа)
[69] в диапазоне давлений 700 -ы КГ1 мм рт. ст. при трении стали
45 по стали 45.
Окисные пленки, выполняющие роль смазки и препятствующие
схватыванию ювенильных поверхностен, могут быть удалены в ва-
кууме механическими или физико-химическими методами.
Механическое удаление пленки окислов вместе с продуктами
износа в большинстве случаев является определяющим, однако
в ряде случаев испарение металлической основы или самого окис-
ла, диссоциация окисла, диффузионные и восстановительные
химические процессы на поверхностях трения играют также не-
маловажную роль в удалении окисных пленок с поверхностей
трения 170, 71].
Скорость испарения материала с поверхности зависит от дав-
ления насыщенного пара при данной температуре и может быть
определена по уравнению Ленгмюра [72].
° = • • <23>
где G — скорость испарения, г-см~2 саГ1-, М — молекулярный вес
материала в газовой фазе; Т — температура, °К; р — давление
насыщенных паров при данной температуре, мм рт. ст.
Откуда линейная скорость испарения
5=1,85-Ю6 (24)
где 5 — скорость испарения, см! гос)-, р — плотность материала в
твердой фазе, г!см\
Для большинства металлов и неорганических соединений дав-
ление насыщенных паров при различных температурах известно,
и скорость испарения материала с поверхности в вакуум может
быть рассчитана. Ввиду низкой упругости насыщенных паров
в рабочем диапазоне температур скорость сублимации большинства
металлов небольшая, однако такие металлы, как кадмий, селен,
цинк и магний, сублимируют значительно быстрее других. Следует
отметить, что если легколетучие металлы входят в состав сплавов,
испарение их незначительно, так как скорость потерь этих метал-
лов будет определяться в первую очередь диффузионными про-
цессами. Так, было показано 173], что весовые потери магниевых
сплавов в вакууме при умеренных температурах (до 350°) несу-
щественны. Латунь, содержащая 30—40% цинка, применяется
в технике высокого вакуума при температурах до нескольких сотен
градусов, причем заметного испарения цинка не наблюдается.
Не менее важным способом удаления окисной пленки в ряде
случаев является протекание на поверхностях восстановительных
процессов. Так, с увеличением температуры окислы некоторых
44
металлов могут диссоциировать до металла и кислорода с довольно
большой скоростью; диффузия растворенного в металле углерода
к поверхности металла приводит к реакции восстановления типа
[75, 76]
FeO 4-C->Fe + CO.
Причем образующаяся в результате реакции окись углерода адсор-
бируется слабо и испаряется. Карбиды металлов также могут всту-
пать в реакцию с восстановлением окислов металла до чистого
металла
2Мо2С -| МоО-2 > 5Мо + 2СО .
Термодинамическая вероятность протекания подобных химических
реакций определяется знаком величины изменения изобарно-
изотермического потенциала AZ (свободной энергии). При посто-
янных температуре и давлении химическая реакция идет самопро-
извольно только в направлении убывания изобарно-изотермиче-
ского потенциала, т. е. если AZ 0. Пользуясь таблицами стан-
дартных изменений величины изобарно-изотермического потен-
циала AZ°, можно определить для искомой химической реакции
константу равновесия Кр, связанную с AZ0 равенством
AZ° = — RTlnKv , (25)
где R — универсальная газовая постоянная; Т — температура, °К.
Константа равновесия может быть выражена через отношение
произведений парциальных давлений газообразных компонентов
в правой и левой частях уравнения, взятых в степени, соответству-
ющей стехиометрическим коэффициентам уравнения химической
реакции. В случае диссоциации окислов металлов
— Pq2 ,
где ро2 — равновесное давление кислорода, образующегося в ре-
зультате реакции; п — стехиометрический коэффициент.
Подставляя значения рОг в уравнение (24), можно определить
скорость удаления окисной пленки в процессе восстановительных
реакций на поверхности трения. Уменьшение толщины окисной
пленки при экспозиции в вакууме вследствие восстановительных
химических реакций показано в табл. 6 и на рис. 17, а, в. Там же
для сравнения приведено уменьшение толщины окисных пленок ти-
тана и циркония в результате диффузии в объем металла (рис. 17,6).
Такой способ удаления окисной пленки имеет место в случае хоро-
шей растворимости кислорода в металле. Данные получены путем
расчета [70] скорости диффузии кислорода в полубесконечном
стержне металла.
Рассмотрев возможные пути удаления окисной пленки с поверх-
ности трения, остановимся на возможных способах ее восстановле-
45
Т а б л и ц а 6
Испарение металлов и удаленно окисных пленок с поверхности металла
(минимальные температуры (в ”С) для удаления металла пли пленки окиси
со скоростью 100 А/год)
Металл Испарение Диффузия Диссоциа- ция Восста- новление углеродом
металла * окислов
Магний 100 н н н и
Алюминий .... ... в н н н н
Цинк ... 60 и н н н
Кадмий 20 и н н н
Свинец В н н н н
Медь 580 н 11 510 н
Серебро Н н н —127 II
Хром . . . 580 в н н в
Железо ..... 730 н н 1040 100
Кобальт 815 в н 850 в
Никель 770 840 н 800 в
Титан Н н 300 Н н
.Цирконий н н 310 И н
Молибден н и п 1050 180
Вольфрам и н н 1100 в
* Испарение с чистой поверхности или через поры окисной пленки. Н — незна-
чительный фактор ио сравнению с другими механизмами удаления окисной пленки.
В — возможно, важный фактор.
ния на поверхности материала в вакууме. Их три. Первый — обо-
гащение поверхности кислородом — происходит в результате соуда-
рения с оставшимися в окружающем объеме молекулами кисло-
рода.
Согласно молекулярно-кинетической теории газов число моле-
кул , ударяющихся о поверхность, пропорционально числу моле-
кул в единице объема п и их средней арифметической скорости va
1
v = nva .
Число молекул в единице объема и их средняя арифметическая ско-
рость зависят от давления окружающего газа, молекулярного веса
и температуры. По Ленгмюру, число молекул газа, ударяющихся
в 1 сек в 1 слГ3 поверхности, равно
v = 3,513-1022 -^м=,
(26)
46
Диссоциация ЯигО Диссоциация МоОг
/олщина пленки, Д Толщина пленки
Диссоциация Дд^О
£ Гъ б 2МогС+МоОг 5Mo+ZC0
Zr> FeD + C = Co+Fe
Inc. 17. Скорость уменьшения толщины окисной пленки материалов в ва-
кууме
1 в результате диссоциации окисла; б — за счет диффузии кислорода в объем мате
Риала; в — в результате восстановительных химических реакций
Рис. 18. Гипотетическая зависимость времени,
необходимого для образования на поверхности
мономолекулярного слоя кислорода, от давле-
ния газа в окружающем объеме
где р — давление окружающего газа,
мм pin. ст.; М — молекулярный вес;
Т — температура, °К. Зная число моле-
кул v0, которое может быть адсорбиро-
вано на 1 см2 поверхности толщиной в
1 молекулу (см. ниже), нетрудно под-
считать время образования мономолекулярного слоя на по-
верхности трения
01V
(27)
где а — коэффициент аккомодации [77]. Для металлов он равен
единице. Коэффициент аккомодации представляет собой отношение
числа молекул, фактически сконденсировавшихся на поверхности
в единицу времени, к числу молекул, ударившихся о поверхность
за то же время.
Число молекул v0 различных газов на 1 см'2 поверхности:
Азот..................7,25-1014
Кислород.............8.26-1014
Аргон.................7,81-10й
Углекислый газ . . 7,09-1014
Мотан...............6,67-1014
Пары воды...........5,27-1014
Гипотетическая зависимость времени, необходимого для образова-
ния на поверхности ..юномолекулярного слоя кислорода, от дав-
ления газа в окружающем объеме показана на рис. 18.
Обогащение поверхностных слоев материала кислородом и дру-
гими газами может происходить и вследствие диффузии из объема
растворенных в материале газов. Интенсивность процесса обезга-
живания зависит от количества растворенного газа, скорости диф-
фузии, которая обусловлена родом металла и растворенных газов,
и от температуры.
Как правило, процессы получения и обработки материалов
протекают в определенной газовой среде. Установившаяся кон-
центрация газов в металле определяется состоянием равновесия
с окружающей металл газовой средой и зависит от природы металла
и газов, с которыми материал был в контакте при последней терми-
ческой обработке. Помещение образца в вакуум приводит к сме-
щению равновесного состояния и выделению газов из металла [74].
При комнатных температурах диффузионные процессы протека-
ют медленно, в связи с чем газоотделение происходит непрерывно
в течение долгого времени. При увеличении температуры процесс
газоотделения проходит более интенсивно. В качестве примера на
48
Рис. 19. Газоотделение полированной
стали 1X181I9T в вакууме при темпе-
ратуре
J — 580°; 2 — 395"; 3 — 214"; 1 — обсзгажеи-
пой и протравленной в горячей азотной кис-
лоте; 5 — обезгажснной при 580’, выдержан-
ной в течение 10 суток в сухом воздухе и на-
гретой до 395° (по данным Е. И. Мартинсона)
рис. 19 показано газоотделенпе
полированной стали 1X 18Н9Т в
вакууме [127]. Можно заметить,
что интенсивность газовыделсння
во времени неодинакова. В начальный период происходит ин-
тенсивное газовыделение, затем оно резко падает и стабилизи-
руется.
И, наконец, в ряде случаев на поверхности может генериро-
ваться окисная пленка за счет разложения различных вводимых
в материал ингредиентов [27].
В зависимости от того, преобладают ли процессы удаления плен-
ки окислов или окисления, поверхность трения будет покрыта окис-
ными пленками или оставаться ювенильной, поэтому следует
ожидать резкой разницы в значениях силы трения. Результаты экс-
периментов Баклея [66J по трению стального сферического инден-
тора (радиус закругления при вершине 2,5 мм) по стальному диску
(диаметр дорожки трения 65 мм) со скоростью 0,2 м!сек при нагрузке
на индентор 1 кг в вакууме 10“6-4-10~7 мм рт. ст. показали, что
при данном режиме трения в течение 20—30 мин происходило исти-
рание окисной пленки, которая не успевала восстанавливаться
на поверхности, а это приводило к схватыванию образовавшихся
ювенильных поверхностей. Проводя длительные испытания мате-
риалов в вакууме, Браун, Бартон и Ку [78] наблюдали изменение
коэффициента трения в течение 200—400 дней (табл. 7). Для метал-
лов коэффициент трепня возрастал, для покрытия и компози-
ций с дисульфидом молибдена падал. Уменьшение коэффициента
трения последних связано с улучшением смазочного действия
дисульфида молибдена в вакууме.
Указанные исследования проводились на стенде, обеспечиваю-
щем одновременно испытания 12 пар материалов при возвратно-
поступательном движении. Испытуемый узел трения представлял
собой кольцо (внутренний диаметр 7,1 мм, наружный 16 мм, дли-
на 12,7 мм, вес около И г), скользившее вдоль стержня диаметром
6,35 мм и длиной 60,4 мм. Возвратно-поступательное движение
обеспечивалось наклоном стержня. По углу наклона стержня,
при котором начиналось движение кольца, определялся статиче-
ский коэффициент трения. Отметим, что коэффициент взаимного
перекрытия исследуемого узла меньше 0,1. Повышение коэффлци-
49
Зависимость статического коэффициента трения некоторых материалов от экспозиции в вакууме [78]
Величина раяруше- 1 НИН. ! ммрт.ст. 10-8 10-« 1 & д Т-'* С1 3-10-8
Е> 1 с-л
О
270 1 1 0,15 1
CJ 1 о сс 0,93 1
И НИ 1 о ,00 I |
о S
Аяея Я BI СС 0,91 0,88 0,87 1 0,15 pH о
ЭКСП03ИЦ1- оБ 0,85 СС о 0,98 0,18 0.18 о к г й е о
сс 5 ол 2
о о о о о -.О сч
.92 ,72 сс С1 со й S
о О о о’ о - о О'*
о О- 1 1 1 б
О о
Трущаяся пара материалов Сталь 52100 по стали 440С .... Сталь 52100 по сплаву кобальта . . Сплав кобальта по сплаву кобаль- та Сталь 52100 (покрытие M0S2 с эпо- ксилпым связуюшим') по сталп 52100 Композиция M0S2 (40%) с эпоксид- ным связующим по стали 52100 . . Примечание. Сталь 52100 (1 % С; 1
Сталь 4400 (1% С; 17% Сг; 0,5% Мо; 0,45% Мп; остальное Fe).
Сплав кобальта (41% Со; 32% Сг; 17% W; 2,5% С; 3% Fe; 2,5 N1 и др.).
ента трения металлов в данных испытаниях обусловлено, во-пер-
вых, истиранием окисной пленки, во-вторых, уменьшением скоро-
сти ее регенерации из-за уменьшения количества растворенных
газов вследствие газоотделения.
Величина и тип поверхностных пленок на образцах зависят
от предварительной обработки поверхностей, газоотделения и ва-
куумных средств откачки. Одними из наиболее распространенных
средств откачки являются диффузионные паромасляные агрегаты.
Но при работе с ними возникает опасность загрязнения поверхно-
стей исследуемого объекта вследствие миграции паров масла из
диффузионного насоса. Влияние миграции на процессы трения не
выяснено, однако следует учесть, что кроме паров масел поверх-
ность может обогащаться продуктами термической деструкции
этих масел. Влияние способа откачки и газоотделения на величину
статического коэффициента трения показано в табл. 8.
Таблица 8
Влияние способа откачки и газоотделения на величину статического
коэффициента трения стали 52100 по стали 52100 при различной экспози-
ции
насос Экспозиции в вакууме, дни
10 20 60 100 120
Диффузионный паромасляный 0,23 0,22 0,24 0,25
Диффузионный паромасляный * 0,42 0,45 0,47 0,81 0,86
Ионный . . . . — 0,75 0,98 — 0,91
* После 68 час обезгаживания при 167° С.
Сравнивая коэффициенты трения при откачке паромасляным и
ионным насосами, можно заметить резкое увеличение трения, про-
исходящее при работе с ионным насосом. Предварительное обез-
гаживание образцов прогревом позволяет уменьшить эту разницу.
Прогревом можно снизить скорость процессов, способствующих
образованию окисной пленки, что в свою очередь увеличивает
значение коэффициента трения. Очевидно, что если поверхность
трения будет открыта для прямого попадания на нее остаточных
молекул газа в камере, разрежение и фон камеры будут играть
решающую роль в процессах трения, если же поверхность трения
закрыть, на коэффициент трения будет оказывать влияние степень
газоотделения.
Ниже приводятся данные Брюшке [79] по трению стали по ста-
ли в зависимости от разрежения;
Даление в камере, мм рт. ст. 760 4-Ю-7 1,4-10“8 8-10-э 760
Коэффициент трения......... 0,477 1,22 2,74 2,94 0,82
51
Опыты проводились на дисковой машине трения (индентор сфе-
рической формы) при малых скоростях скольжения.
В некоторых случаях окислительные процессы и процессы
удаления пленки могут уравновешиваться. В таком случае на по-
верхности будет присутствовать пленка окиси постоянной вели-
чины. Па рис. 20 приведены результаты испытаний Боудена [58]
Рпс. 20. Изменение коэффициента
трения / в зависимости от числа про-
ходов индентора по диску при тре-
нии алмаза по алмазу в высоком ва-
кууме, в лм1 рт. ст.
1 — 10-8; й — 5
Рис. 21. Зависимость установившего-
ся коэффициента трения алмаза по
алмазу от давления в рабочей ка-
мере
по трению алмаза по алмазу в вакууме. По данным исследований
видно, что чем выше вакуум (кривая 1 — 10~3, кривая 2 — 5- 10-1,'ллг
рт. ст.), тем меньше оставшаяся пленка газов и тем больше
коэффициент трения.
На рис. 21 показано влияние величины вакуума на установив-
шийся коэффициент трения алмаза. Видно, что даже в вакууме,
равном 10~9 мм рт. ст., когда время образования монослоя при-
мерно 40 мин, возможно присутствие окисной пленки. Удалив плен-
ку окиси с поверхности алмаза и поддерживая вакуум 5-10-10 мм
рт. ст., Боуден проследил, как меняется коэффициент трения
от времени выдержки при данном разрежении. По данным экспе-
риментов, величина коэффициента трения значительно уменьшается
после времени выдержки, соответствующего образованию монослоя.
Классические исследования Боудена подтверждают, что, если по-
верхность трения будет покрыта хотя бы монослоем газовых моле-
кул, фрикционные свойства трущегося сочленения резко меняются.
Поскольку исключение воздушного демпфирования достигается
в вакууме выше 10~3 мм рт. ст., теплопередача конвекцией исклю-
52
чается выше 10~3 мм рт. ст., а изменение механических и физиче-
ских свойств материалов проявляется в вакууме до 10“5 -т- 10~сл/л
рт. ст., отсутствие адсорбированного мономолекул ирного слоя
на поверхности трения является основным условием испытаний
материалов в вакууме.
Немаловажную роль в окислении поверхности вследствие осаж-
дения оставшихся в окружающем объеме молекул газа играет ко-
эффициент взаимного перекрытия Лв:[. Очевидно, что в узлах
трения с малым коэффициентом взаимного перекрытия (Л'пз —» 0)
времени для образования монослоя на поверхности трения потре-
буется меньше, чем в узлах трения с KBi = 1, так как для узлов
трения с Л'вя = 1 скорость образования монослоя зависит от величин
зазора между контактирующими поверхностями, который опреде-
ляет степень доступности молекул газа к поверхности трения. Вели-
чина зазора, в свою очередь, является функцией шероховатости
поверхностей и сближения. Она может быть вычислена по урав-
нениям, аналогичным для расчета площади фактического касания
поверхностей (см. главу I).
Не вдаваясь в подробности расчета диаметра пор, образующихся
в контакте, приведем данные времени образования мономолеку-
лярного слоя адсорбированных газов на контактирующих поверх-
ностях в зависимости от внешнего давления окружающей среды.
Ввиду малого диаметра пор и низкого давления окружающей
среды в контакте реализуется молекулярный режим течения.
Значения максимальной высоты неровности 7гп1ах в зависимости
от класса частоты по ГОСТ 2739—59 приведены ниже:
Класс частоты . .3 5 7 9 11
Ст, -’ж • • • 80 20 6,3 1,6 0,4
Расход газа, протекающего по трубе круглого сечения при
молекулярном режиме, может быть рассчитан по уравнению 180]
<28’
где U — количество газа, протекающего через канал в единицу вре-
мени, бар см3 сек^; р10 — плотность газа при давлении в 1 бар
при температуре 0° С; R — средний радиус канала; L — длина
канала; рх — давление газа в вакуумной системе; р2 — парциаль-
ное давление газа над ювенильной поверхностью, равное 0.
На рис. 22 в логарифмических координатах представлена зави-
симость времени образования мопослоя от давления окружающей
среды. Расчет расхода газа производился для капилляров диамет-
ром 1,5; 10, 50 мк при полном перекрытии поверхностей (Авз =
= 1), а время образования монослоя на открытой поверхности рас-
считывалось по уравнению Ленгмюра. Из графика видно, что ско-
рость образования мономолекул яркого слоя газов вследствие
53
Рис. 22. Расчетная модель и зависимость
времени образования мопослоя от дав-
ления окружающей среды при различ-
ных коэффициентах взаимного перекры-
тия
соударения оставшихся молекул с
открытой поверхностью на не-
сколько порядков выше скорости
образования монослоя из-за про-
пускной способности зазора меж-
ду контактирующими поверхно-
стями. Таким образом, с учетом
коэффициента взаимного перекры-
тия узла трения время образова-
ния монослоя на поверхности тре-
ния равно
т==____2°___
av(l—Лвз)”
В связи с тем, что фон камеры в меныпей мере сказывается на пове-
дении узлов трения с коэффициентом взаимного перекрытия,
равным единице, для металлов следует ожидать увеличения коэф-
фициента трения при более высоких давлениях. Так, интересно
отметить, что прочность сварного шва, полученного диффузионной
сваркой в вакууме [81], увеличивается с увеличением вакуума до
1СГ» мм рт. ст. и почти не меняется при дальнейшем увеличении
вакуума.
Изучая влияние адсорбированных газов и паров воды на трение
дисульфида молибдена, Холт-
нер [82] показал (рис. 23),
что при более высоком ваку-
уме уменьшение коэффициен-
та трения в зависимости от
скорости скольжения проис-
ходит быстрее. Объясняется
это тем, что при более высо-
Рис. 23. Зависимость коэффициен-
та трения дисульфида молибдена
от скорости скольжения при дав-
лении в мм рт. ст.
1 — 760; 2 — 6 ЧО-»; 3 — 3 -10 i —
2 • 10-9
п, оБ/мин
54
-
Рпс. 24. Зависимость коэффициен-
та трения дисульфида молибдена
ио стали 2X13 от давления при
различных коэффициентах взаим-
ного перекрытия (рс = 2 кГ/см2-,
v = 0,2 м/сек)
1 ~ 1' ® ^вз ~ 0,5; 3
Квз = 0.05
ком вакууме процессы износа
протекают интенсивнее по
сравнению с адсорбирован-
ными процессами.
Уменьшения скорости адсорбционных процессов можно до-
биться перекрытием поверхности трения. Влияние коэффициента
взаимного перекрытия на трение дисульфида молибдена при раз-
личном разрежении в рабочей камере можно проследить по резуль-
татам экспериментов, представленных на рис. 24. Дисульфид
молибдена наносился на торцы кольцевых образцов из бронзы
(Sn 5%, Р 0,6%, Си остальное). Толщина слоя дисульфида молиб-
дена составляла 20—30 мк. Контртелом служила сталь 2X13
(HR С-32—34). Коэффициент взаимного перекрытия менялся
в зависимости от величины сегментов трущейся поверхности контр-
тела.
Представленные результаты указывают на возможность прове-
дения испытаний на трение и износ узлов трения с коэффициентом
взаимного перекрытия, равным единице, при более низком вакууме,
чем узлов с Кт —> 0.
§ 2. ИЗМЕНЕНИЕ ГЕОМЕТРИИ ТРУЩЕГОСЯ СОЧЛЕНЕНИЯ
ВСЛЕДСТВИЕ ПОТЕРЬ МАТЕРИАЛОВ В ВАКУУМЕ
Испарение материалов приводит не только к удалению пленки
окислов. В результате испарения может изменяться геометрия тру-
щегося сочленения. В данном случае испарение играет роль износа
узла трения. Известно, что требование необходимой износостойко-
сти регламентируется возможностью работы узла, когда его гео-
метрические параметры меняются до критических, т. е. для мате-
риалов пар трения, работающих в вакууме, должно соблюдаться
следующее неравенство! 83]:
(/и + йпсп) Т < [Л] , (30)
где I — интенсивность линейного износа; v — скорость скольже-
ния; //псп — линейная скорость испарения; Т — долговечность
работы; |/г| — допустимое изменение линейных размеров узла
трения.
55
Таким образом, к материалам пар трения, работающим в
вакууме, предъявляется требование ио скорости испарения, кото-
рое регламентируется долговечностью работы узла.
Уменьшить аффект испарения можно снижением температуры
на поверхности трения (улучшить теплоотвод или изменить режим
работы узла), созданием полу герметизированного пространства
вокруг узла трения 184]; покрытием поверхности тонким слоем
материала с более низким давлением насыщенных паров.
Следует отметить, что помимо изменения линейных размеров
узла испарение легколетучих компонентов может привести как
к структурному изменению поверхностных слоев материалов, так
и к изменению микрорельефа поверхности. Известно, что материа-
лы, обычно применяемые в качестве конструкционных материалов,
имеют поликристаллическое строение. Избирательный характер
сублимации металлов, вследствие ориентации отдельных кристал-
лов металлических зерен, а также ускоренное испарение по гра-
ницам зерен [85] может привести к существенному изменению мик-
рошероховатости поверхностей.
Потеря материалов в вакууме может происходить и вследствие
деструкции. В частности, полагают, что уменьшение веса поли-
мерных материалов происходит в основном в результате деструк-
ции, а не испарения.
Действительно, на преодоление сил притяжения молекул,
расположенных во внутренних слоях материала, макромолекуле
полимера надо сообщить значительно большую энергию, чем энер-
гия разрыва полимерной цепи*. Образующиеся в результате та-
кого разрыва продукты обладают большей упругостью насыщенных
паров и испаряются. В табл. 9 приведены летучие продукты,
образующиеся при термической деструкции некоторых полимер-
ных материалов. Так как парциальное давление продуктов дес-
трукции в большинстве случаев установить не представляется воз-
можным, потери полимерных материалов в весе в вакууме опреде-
ляют опытным путем.
Зависимости потерь материала типа АМАН на основе полимер-
ного связующего в вакууме приведены на рис. 25. Как правило,
начальный период времени нахождения материала в вакууме ха-
рактеризуется неустановившейся скоростью уменьшения веса
материала, затем после определенной экспозиции скорость умень-
шения веса материала стабилизируется и сохраняется постоянной.
Замечено [87—90], что потеря в весе около 1—2% за год суще-
ственно не сказывается на свойствах полимеров. Исключение
составляют пластифицированные полимеры, потеря веса которых
менее 10% вследствие испарения пластификатора, вызывает изме-
нение свойств. Изменение в весе более чем на 10% сопровождается
* Ряд последних исследований надмолекулярной структуры некоторых
полимеров указывает на возможность испарения с поверхности материалов
пачек молекул.
56
Т а б л и ц а О
Летучие продукты, образующтеея npj терм inei-uoii деструкции некоторых
пол .вперев
Полимер Строение звена Продукты деструкции
Пол имет и л мета к рилаты и другие иолпметакрп- латы за исключением т ретич ны х эфире >в СООСН, 1 -СПз—с,— 1 си, Мономер (выход > 90 %)
Полиметилстирол О«1Ц 1 —СПз—С— 1 СП, Мономер (выход > 90%)
Полиметакрилопитрил CN —сп2-с— 1 СП, Мономер (выход 85%)
Поливииилиденциаиид СК 1 - спг-С— 1 СК Мономер (выход очень вы- сок)
Полистирол с,.щ 1 —спг—С— 1 п Мономер (выход •— 65% ди- мер, тример, тетрамер)
Полиизобутилен сн3 1 -снг-с— 1 СПз Мономер (выход 20—50% димер, тример, тетрамер)
Полибутадиеп —С Нз—СН-СН—Г.Н2— Мономер (20—30%), большие осколки цепей
Поливинил ацетат СООСНз 1 —СНг-СН— Уксусная кислота (выход >95% полиены)
Поливинилхлорид —спг—он— 1 С| Хлористый водород (выход >95% полиены с С1)
заметным изменением механических свойств. Поэтому потеря в весе,
равная 10% , некоторыми исследователями берется за критерии оцен-
ки полимерных материалов. Вопросам деструкции полимерных мате-
риалов посвящены работы Грасси, Мадорского и других [86,91—93].
В качестве иллюстрации приведем лишь некоторые данные по
деструкции полимерных материалов в высоком вакууме (табл. 1U,
И). Пользоваться подобными данными надо с большой осторож-
ностью, так как помимо разнообразия методик, с помощью которых
57
Рис. 25. Газовыделенпе материа-
ла АМАН в вакууме при темпера-
туре
1 — 50°; 2 — 250°
онп получены, технология получения высокомолекулярных соеди-
нений, наличие низкомолекулярных фракций, остаточного количест-
ва катализаторов, присутствие различных ингредиентов (наполни-
телей, пластификаторов, стабилизаторов и т. д.) могут существенно
изменить величину потерь полимерных материалов в вакууме.
Следует отметить, что, поскольку’процессы испарения, десорб-
ции, деструкции требуют определенной энергии активации, должна
наблюдаться экспоненциальная зависимость скорости указанных
процессов от температуры.
§ 3. ИЗМЕНЕНИЕ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МАТЕРИАЛОВ
В ВАКУУМЕ
Вследствие происходящих в вакууме физико-химических про-
цессов в материалах (сублимация, диссоциация, газовыделенпе
и т. д.), а также из-за отсутствия адсорбированных газов механиче-
ские свойства материалов могут изменяться, а следовательно,
могут изменяться и фрикционные характеристики.
Как полагает Эктер [94], можно назвать две причины измене-
ния механических свойств металлов в результате взаимодействия
с окружающей средой: с одной стороны, взаимодействие окружа-
ющей атмосферы с поверхностью металла, которое приводит к
уменьшению поверхностной энергии; с другой стороны, увеличение
твердости, происходящее в результате диффузии кислорода, азота
и других газов. В вакууме эти явления отсутствуют. Отсутствие
коррозии и увеличение поверхностной энергии металлов в вакууме
приводит к заметному увеличению прочностных характеристик.
Исключение составляют металлы, прочность которых увеличи-
вается в результате окисления. Согласно Гриффитсу [95], напря-
жение о, при достижении которого трещина в материале начинает
расти и приводит к разрушению образца, связано с поверхностной
энергией И’. модулем упругости Е и длиной трещины С уравнением
Вероятно, этим следует объяснить троекратное увеличение проч-
ности стекла в вакууме по сравнению с воздухом [96]. Поскольку
изменению в вакууме подвергаются прежде всего поверхностные
58
Таблица 10
Температура, вызывающая 10%-ные потери веса полимера за год
в вакууме
Полимер Темпера- тура, °C Полимер 'Темпера- тура, °C
Стирол Пропилен Полиэтилен низкого давле- ния Полиэтилен высокого дав- ления Метилметакрилат .... Тетрафторетилен Изопрен Хлоропрен Каучук натуральный . . . Бутилкаучук ..... Нитрильнып каучук . . . 130—220 190—240 240—280 290 100—200 380 190 90 190 120 150—230 Целлюлоза Ацетилцеллюлоза .... Нитроцеллюлоза . . Нейлон . . . ... Уретан Фенольные смолы .... Алкидные смолы Эпоксидные смолы .... Кремнинорганические по- лимеры Этиленметил силиконовая смола . - 180 190 40 30—210 70—150 130—270 90—150 40—240 200 380
Таблица 11
Суммарные потери веса некоторых полимеров в вакууме за год в зависи-
мости от температуры (вакуум 10“’ .и.и рт. ст.)
Полимер Температура охлажденной стенки, °C Потери веса (в %) при t, °C
149 204 260 316
Полиуретан 27,8 66,5 93,5 — —
Эпоксидная смола 2,5 24,6 33,5 61,3 96,1
То же 1,4 7,3 29,2 76,4 89,3
» 1,4 28,4 71,4 82,6 93,0
» 2,2 14,0 34,1 68,7 89,2
Алкидная смола 0,5 17,4 30,6 39,0 73,6
Силиконалкидная смела 0,0 36,0 60,8 66,3 78,7
То же 1,4 6,6 6,6 6,6 9,0
Бутадиенстирол 0,8 7,0 14,3 34,5 97,8
Фенол 0,2 6,2 14,8 15,3 21,1
Неопрен 0,3 26,3 — — —
1 Гитроцеллюлоза 4,5 82,3 87,9 88,5 92,9
Полисульфид 0,2 63,5 64,1 64,7 65,6
I
Рис. 26. Зависимость числа циклов до
разрушения образцов из меди от давле-
нья окружающей среды
слои, прочностные характеристики
материалов будут зависеть от тол-
щины образцов [97], в связи с чем
влияние адсорбированных газов
сказывается в большей мере на про-
тивоусталостных свойствах мате-
риалов (рис. 26) и в меньшей на
прочностных. Так, было показано
[98], что число циклов до разру-
шения медных образцов в вакууме
7-10-1 мм рт. ст. в 20 раз больше, чем на воздухе. По данным
[99], долговечность алюминиевых сплавов в вакууме возрастает
в среднем в 5 раз, а срок службы до усталостного разрушения для
чистого алюминия увеличивается в вакууме на 400—700% [100].
Авторы указанных работ объясняют это тем, что если металлы в
вакууме свободны от включений окислов, то микротрещины, име-
ющие тенденцию к росту, затягиваются под действием сил, возни-
кающих в контакте двух боковых створок трещины.
Изменение механических свойств полимерных материалов
в вакууме изучено мало. Как указывалось выше, потери в весе
полимерного материала, равные 1 ~ 2%, как правило, не при-
водят к существенному изменению физико-механических и кон-
струкционных характеристик материалов. Потери в весе, равные
10% и более, существенно ухудшают физико-химические характе-
ристики полимерных материалов [89, 101—103]. Некоторые дан-
ные по изменению механических характеристик полимерных ма-
териалов в вакууме приведены в табл. 12.
Со временем сведения по изменению механических свойств ма-
териалов в вакууме, вероятно, будут пополняться, и их анализ
с позиций теории трения и износа, рассмотренной в главе 1, позво-
лит прогнозировать фрикционные свойства материалов.
§ 4. ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛООТВОДА ОТ УЗЛА ТРЕНИЯ
В ВАКУУМЕ
Отвод тепла трения от контактирующих поверхностей может
осуществляться несколькими путями: а) конвекцией; б) за счет
теплопроводности окружающей среды; в) теплопроводности мате-
риалов узла трения; г) радиацией.
Если при атмосферном давлении конвекция играет главную
роль в теплоотводе, то с понижением давления роль ее становится
все меньше и меньше. При низких давлениях теплопроводность
60
среды в основном обусловливается внутренней теплопроводностью
и может быть определена на основе кинетической теории газов
[72, 74]
При средних давлениях, когда средний свободный пробег моле-
кул X значительно меньше расстояния L от поверхности трения до
ближайшей холодной поверхности, т. е. когда Х^>Е, справедливо
уравнение теплопроводности Фурье
где dQ/dr — тепловой поток через единицу площади в единицу
, - , , /д$\
времени; Л — коэффициент теплопроводности; J Л.о -— градиент
температуры в точке ж.
Коэффициент теплопроводности не зависит от давления в систе-
ме, так как теплопроводность, с одной стороны, пропорциональ-
на средней концентрации молекул в системе N (N — Ajp), с другой
стороны, среднему свободному пробегу молекул 7. . Про-
изведение ТУХ является постоянной величиной и не зависит от
давления в системе.
Уравнение (31) справедливо лишь при условии, когда энергия
тела передается тонкому пограничному слою газа, а от него — более
удаленным слоям газа. При низких давлениях, когда средний сво-
бодный путь больше расстояния L, отвод тепла зависит только от
разности температур между поверхностями, так как в данном слу-
чае имеет место перенос энергии на весь газовый объем, а не от
слоя к слою.
По Кнудсену, энергия, переносимая молекулами газа в единицу
времени на единицу площади, рассчитывается по уравнению
Е = + 2~Д2 . а (72 — Тг), (32)
/лЛЕ? ( /Л + У"Г2) 2 — а
где р — давление в рабочей камере; Cv — молярная теплоемкость;
М — молярная масса; R — универсальная газовая постоянная;
7\ — температура холодной поверхности; Т2 — температура по-
верхности трения; а — коэффициент аккомодации; введен в урав-
нение на том основании, что величина переносимой энергии зависит
от качества обработки поверхности.
Из уравнения (32) видно, что при низких давлениях количество
переносимой энергии пропорционально давлению, т. с. при увели-
чении вакуума на один порядок количество переносимой энергии
уменьшается также па один порядок. Поскольку конвективным теп-
лоотводом и теплопроводностью остаточных газов в вакууме выше
10~3—Ю-4 мм рт. ст. (при указанном вакууме длина свободного
пробега соизмерима с размерами рабочих камер) можно пренебречь,
61
Таблица 12
Влияние высокого вакуума на механические свойства органических материалов [89]
Экспозиция Предел теку- чести на ра- стяжение Од| или сжатие cs2
Материал время, час темпе- Рату- ра, °СЛ давление, гм рт.ст. Модуль упругости, Е Прочность на разрыв с01 или сжа- тие с12 Твердость по Рок- веллу Ударная вязкость Изменение веса Выделение газа
Полиэтилен обыч- ный 24 21 10-6 Испытания на растяжение не показывают существенных изменений — — — —
24 70 1(J-G У в сличив ает- ся на 20% cOi меняется незначительно меняется незначительно — — Незначи- тельное Слабое
Полиэтилен (по- вышенной плотно- сти) 24 24 21 80 9-10-’ 2-10-° Меняется не- значительно Меняется не- значительно с01 увеличи- вается на 80% а01 увеличи- вается на 75% ° si увеличи- вается на 75% csl увеличи- вается на 75% — — -- —
Фторопласт 3 3 21 185 5-10-8 7-КГ* — сэ2 не меняет- ся os2 изменяет- ся не более ±7% as2 изменяет- ся не более ±3% — Слегка увеличи- вается — Очень слабое
Найлон 3 4 21 105 । 7-10-8 3-10-5 — Увеличивает- ся незначи- тельно cs2 меняется не более ±3% Оа? меняется ±20% Меняется незначи- тельно Меняется незначи- тельно — — Jроднее
Полистирол г— 24 24 21 57 10-8 1,2-10-' . Увелич iB ur сч на 30 0 Уменьшав rej на 8 % □п, мен,те гея незначтте льн меняетзя незначительн э — Незна* CJ 1итсльное, габое
11 олиметп л мета- крил ат 24 24 21 70 IO"® 5-10-8 Изменяв гея незначительн ±5% Изменяется незначительн ±10%, Меняется с незначительн ±2% Меняется о незначительн ±5% ) > — — — —
Полпвинилхлори; 3 4 21 75 4-10-8 1,5-10-5 — □оз без изме- нений os2 меняется не -начительнс ±ю% oS2 меняется не значите льш ±10% Меняется незначи- тельно .J_90/ Х-.о Меняется незначи- тельно ±1% Слегка увеличи- вается — (вреднее
Фенольное связу- ющее с напол- нителем стеклово- локно 24 24 21 130 3-10-8 1,3-10-5 Уменьшается на 12% Уменьшается на 12% 0'1 уменьшав г- ся па 7% о-1 уменьшает- ся на 30% меняется незначительно osj уменьша- ется на 35 % Без изме- нений Потеря в 1,6% Сильное
Апетатцеллюлоза 24 24 21 80 2-10-6 IO-5 Испытания на растяжение не показывают существ енных из менен и й — — Около 0,6% Значи- тельное
Ацетате у тират- целлюлоза 24 92 7,2-10-з — Ooi уменьшает- ся на 17% osj умень- шается на 19% — Значи- тельно увеличи- вается Около 0,4% Значи- тельное
Нптратцеллюлоза 3 3,5 21 55 io-> 2,5-10-5 — 012, os2 — меняются не более ±5% Мен ется незн ччител: но Меняется не более ±1% Меняется не более -4-1 О/ X1 .-0 Без изме- нений — —
считают, что указанного разрежения достаточно для имитации теп-
ловых процессов, происходящих в любом более высоком вакууме.
Таким образом, теплоотвод от иоверхпостп трения в вакууме может
происходить только за счет теплопроводности и теплоемкости ма-
териалов узла трения. Исключением является теплоотвод при вы-
соких температурах вследствие радиации.
При конструировании узлов трения, работающих в вакууме,
надо учитывать и тот факт, что теплоотдача одного тела к другому
при контактировании в вакууме отличается от обычных условий.
Известно, что контакт двух поверхностей дискретен. При атмосфер-
ном давлении передача части тепла между контактирующими по-
верхностями происходит в результате теплопроводности через
поры, заполненные воздухом. Отсутствие воздушной среды в по-
рах контакта в вакууме приводит к уменьшению теплопроводности
контакта 1103].
ВЫВОДЫ
Вскрытые в настоящей главе особенности поведения материалов
в вакууме позволяют подойти к оценке роли температуры в процес-
сах трения и износа в вакууме. Так как теплоотвод с поверхностей
в окружающую среду затруднителен, теплота, генерируемая в
процессе трения, идет на разогрев узла. С ростом температуры
экспоненциально увеличивается скорость активационных про-
цессов, таких, как испарение, протекание различного рода
химических реакций, диффузия и т. д.
Эти процессы в вакууме протекают различно по сравнению с
процессами, происходящими в обычной атмосфере. Вследствие этого
изменяются характер смазывающего действия твердых смазок,
адгезионное взаимодействие материалов, механические свойства
поверхностных слоев и, таким образом, фрикционные характери-
стики материалов. Поэтому появляется необходимость в определе-
нии температурных зависимостей фрикционных свойств материалов
в вакууме, т. е. оценка их на фрикционную теплостойкость.
Г ,i ава IV
ВОПРОСЫ КОНСТРУИРОВАНИЯ УСТАНОВОК
ДЛЯ ИСПЫТАНИИ НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
В ВАКУУМЕ
§ 1. КРАТКИЙ обзор установок для испытании
НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС В ВАКУУМЕ
Изучением трения и износа материалов в вакууме стали зани-
маться сравнительно недавно. К числу первых исследователей, про-
водивших эксперименты на трение в вакууме, следует отнести Шоу
и Ливи [104], В. И. Ракова и Р. И. Соколову 1105], а также Боу-
дена с сотрудниками [106].
Прибор, созданный Раковым и Соколовой для опытов, пред-
ставляет собой стеклянную колбу, в которой помещен узел тре-
ния — вал, опирающийся на два подшипника скольжения. На-
грузка задается весом ротора, посаженного на вал и приводящегося
в движение наружными магнитами.
Момент трения измеряли методом «выбега». Ротор разгоняли
до определенной скорости. Определяли время торможения и по
моменту инерции ротора подсчитывали момент трения
М = Ге = /2л ,
р tlx ’
где / — момент инерции; dn/dr — замедление ротора.
Один из приборов Боудена представляет собой стеклянный
сосуд. Внутри сосуда натянута проволока из испытуемого матери-
ала, на которой свободно насажена цилиндрическая муфта. Про-
волоку очищали пропусканием электрического тока. Муфта по-
лучала удар от пружины и скользила по проволоке. В результате
испытания снималась диаграмма пути, пройденного муфтой, во
времени, по которой легко определяется сила трения.
Два других прибора Боудена представляют собой: один —
наклонную плоскость, по которой скользит треножник (коэффициент
трения измеряли по углу наклона плоскости), и второй — гори-
зонтальную плоскость, по которой скользит треножник весом 300—
400 г под действием внешней нагрузки. Указанные приборы в про-
цессе работы не позволяют менять скорости и нагрузки.
В дальнейшем Сэвидж [107] внес ряд усовершенствований и
применил вакуумную аппаратуру для исследований смазочных
3 Ь. В. Гриб, р Е. Лазарев
63
свойств паров графита. В 1955 г. Флом [108] предложил прибор
с магнитным приводом для передачи вращения в вакуум. Силы
трения измерялись с помощью упругих элементов с наклеенными на
них тензодатчиками сопротивления. Джонсон и другие [109, НО]
в своих исследованиях также применяли аппаратуру с магнитным
приводом. Момент трения измеряли по углу относительного сме-
щения внутренних и наружных магнитов, который, в свою очередь,
замеряли с помощью стробоскопа. Эта же аппаратура была приме-
нена при изучении трения в вакууме дисульфида молибдена [111 |
и дисульфида вольфрама 1112].
Описанные установки можно отнести к «пальчиковым» машинам
с коэффициентом взаимного перекрытия испытуемых образцов,
приближающимся к нулю. Аппаратура позволяла проводить испы-
тания в вакууме лишь до 10~6 .мл/ рт. ст., что нельзя считать удо-
влетворительным для пальчиковых машин трения. Дальнейшее
усовершенствование аппаратуры для исследования трения и из-
носа в вакууме шло по пути увеличения вакуума за счет откачки
воздуха геттерными, геттерно-ионными и криогенными откачными
средствами.
Баклей [113] сообщает об аппаратуре, дающей возможность
проводить испытания в вакууме 1СГ7 мм рт. ст. Созданная
им машина трения представляет собой диск диаметром 63,95 л/л/,
по которому скользит сферический индентор с радиусом закруг-
ления 2,4 мм с постоянной скоростью скольжения, равной 2 м/сек,
и нагрузкой 1 кг.
Два прибора, позволяющих проводить испытания в вакууме
вплоть до 10~10 мм рт. ст., описаны Брюшке. Один из приборов
[114] — это наклонная плоскость, по которой в высоком вакууме
скользит образец. Коэффициент трения измеряется по углу наклона
плоскости, соответствующему началу скольжения. Другой при-
бор — дисковая машина трения 179]: три сферических индентора
диаметром 1,6 мм скользят по диску диаметром 76 мм. Вращение
вала осуществляется гидростатическим затвором; в качестве запи-
рающей жидкости используется ртуть. Для предварительного
прогрева камеры тензодатчики сделаны на керамическом основа-
нии.
Позднее Боес и Боуен [115] для испытания самосмазывающихся
материалов использовали схему торцового трения цилиндра по
плоскости в вакууме 10~8 мм рт. ст., а Рейченбах 1116] — диско-
вую машину трения для исследования смазок и покрытий. Необ-
ходимость в разработке материалов, работающих в вакууме при
высоких температурах, привела к созданию установки, позволя-
ющей проводить испытания при температурах до 1800° [117].
Винслоу и другие [118] приводят описание конструкции уста-
новки для оценки сил адгезии в вакууме вплоть до 5 10~9 мм рт. ст.
В этих установках испытуемый узел изготавливается в виде двух
колец, контакт которых осуществляется по торцу.
66
Для испытания приборных подшипников скольжения в вакууме
до 10-8 мм рт. ст. оригинальную установку предлагает Вестмор-
ленд [119]. Вал узла трения этой установки вращается в двух
втулках из испытуемых материалов. Вращательное движение вала
в вакууме осуществляется магнитным приводом.
Из опубликованных отечественных работ по созданию приборов
для оценки фрикционных свойств материалов представляет интерес
ряд установок для изучения процессов адгезионного взаимодей-
ствия материалов в вакууме [120—122]. Из них особо следует
отметить установку Н. Л. Голего [122], позволяющую проводить
испытания в вакууме вплоть до 10~10 мм рт. ст. за счет откачки
воздуха криогенным насосом. Ряд трибометров для испытания
материалов в вакууме до 10~6 мм рт. ст., нагрузках от 10~2 до
800 кг, скоростях скольжения от 0,2-10~8 см!сек описаны И. В. Ка-
реновой и В. А. Мустафаевым [123]. О. В. Лазовской и Р. М. Ма-
твеевским [124] были предложены установки для исследования твер-
дых смазок и тугоплавких материалов в вакууме до 10-в мм рт. ст.
Одной из основных задач при конструировании приборов для
испытания на трение и износ в вакууме является замер параметров
трения. В связи с этим интересна работа А. И. Елькина [125]
о влиянии вакуума па характеристики проволочных тензодатчиков,
в которой автор показывает возможность применения тензодатчи-
ков в вакууме. Тем же автором разработан прибор для исследова-
ния трения покоя при малых скоростях скольжения в вакууме
до 10~6 мм рт. ст.
Заканчивая столь небольшой обзор приборов для испытаний
в вакууме, многие из которых появились в последние 5—7 лет,
нетрудно заметить, с одной стороны, все возрастающий интерес
к этой проблеме, с другой — разноречивый подход в разработке
приборов и методик оценки материалов, отсутствие унификации
основных узлов установок, единого взгляда на выбор откачных
средств. Такое положение объясняется трудностями инженерного
и экономического характера:
1) отсутствием надежных средств откачки, позволяющих про-
водить испытания в вакууме, равном 10-8—10~10 мм рт. ст.;
2) отсутствием надежных вводов механической энергии в ра-
бочую камеру;
3) трудностью испытания пары трения в течение нескольких
десятков часов и более;
4) необходимостью прогрева камеры при откачке геттерными,
геттерно-ионными, электроразрядными и другими высоковакуум-
ными насосами;
5) большой затратой времени и средств на проведение испыта-
ний; чтобы помочь инженерам и исследователям ориентироваться
в получившей в настоящее время широкое развитие технике высо-
кого и сверхвысокого вакуума, представляется целесообразным
осветить ряд вопросов вакуумной техники.
3*
67
§ 2. ПОЛУЧЕНИЕ И ИЗМЕРЕНИЕ ВАКУУМА В РАБОЧИХ
КАМЕРАХ УСТАНОВОК ДЛЯ ИСПЫТАНИЯ НА ТРЕНИЕ
И ИЗНОС
В состав установок для испытаний на трение и износ в вакууме
входят следующие основные части:
1) рабочая камера и система получения в ней необходимого
разрежения; 2) машина трения; 3) система контрольно-измери-
тельных приборов для измерения вакуума и параметров трения.
Выбор откачных средств — одна из основных задач. Откачные
средства должны быть экономичны и просты в эксплуатации и
в то же время должны обеспечивать высокие степени разрежения
в рабочей камере, а в ряде случаев и заданный фон камеры.
При конструировании установок для испытания на трение и
износ в вакууме необходимо решить ряд вопросов.
1. Создавать ли вакуумную систему собственными средствами
или воспользоваться выпускаемой промышленностью аппаратурой?
Здесь следует заметить, что экспериментаторам, впервые встре-
тившимся с техникой экспериментов в вакууме, предстоит преодо-
леть большие трудности.
2. Какова должна быть необходимая и достаточная степень
разрежения в рабочей камере?
3. Какова должна быть скорость откачки?
4. Каково возможное влияние фона камеры на трение и износ
испытуемых материалов и узлов и какой насос обеспечит решение
поставленной задачи?
В данной работе нет необходимости останавливаться на физиче-
ских основах получения и измерения вакуума. Эти вопросы,
а также широкий круг вопросов, связанных с технологией получе-
ния вакуума, в достаточной мере освещены в работах [126—139].
Поэтому вопросы вакуумной техники в данной работе будут за-
тронуты лишь в той части и в том объеме, которые необходимы при
решении поставленных выше вопросов.
Напомним, что существующие методы получения высокого и
сверхвысокого вакуума можно разделить на две группы. Первая
группа охватывает турбомолекулярные и диффузионные (парома-
сляные и парортутные) насосы, действие которых основано на пере-
даче дополнительного импульса движения молекулам в направле-
нии откачки. В турбомолекулярных насосах передача такого
импульса осуществляется в результате движения с большой скоро-
стью металлических дисков, в пароструйных — в результате
столкновения с молекулами струи пара, выходящего с большой
скоростью из сопел. Вторая группа охватывает насосы поверхно-
стного действия, принципы откачки которых основаны на удале-
нии газов путем связывания их на поверхностях, обладающих
определенными физико-химическими свойствами. К этой группе
пасосов относятся:
68
1) криогенные (конденсационные), действие которых обуслов-
лено вымораживанием газов на охлажденной поверхности;
2) сорбционные, адсорбирующие газы на поверхностях с после-
дующей абсорбцией в объем веществ, способных к поглощению
газа;
3) геттерные, обеспечивающие удаление газов химическим вза-
имодействием их с соответствующими активными веществами;
4) ионные, действие которых основывается на ударной иониза-
ции газа и последующем «заколачивании» ионов в материал
анода или катода.
Учитывая, что откачиваемое действие насосов поверхностного
действия, которое определяется совокупностью физико-химиче-
ских свойств газов и видом и состоянием поверхности, носит изби-
рательный характер, дальнейшее увеличение эффективности от-
качки можно осуществить комбинацией указанных видов насосов.
Такими комбинациями и являются геттерно-ионные, сорбционно-
ионные и электроразрядные насосы. Заметим, что для работы вы-
соковакуумные средства откачки нуждаются в предварительном
разрежении, которое создается механическими вакуумными насо-
сами или насосами сорбционного действия.
Таблица 13
Основные характеристики высоковакуумпых паромасляных агрегатов [137]
Серия агрегата Быстрота откачки в л'сек при давлении 10~5 мм рт. ст. Предельный вакуум с азот- ной ловуш- кой, мм рт. ст. Расход жидкого азота при установив- шемся ре- жиме рабо- ты, л[час Тип механи- ческого насо- са для предва- рительной откачки Габариты, м (высота х длина х х ширина
ВА-01-1 Пр 50 8-10~’ 0,12 ВН-2 МГ 834 x 542 x 345
ВА-05-4 Пр 200 5-10-’ 0,25 ВН-2 МГ 1082x540x800
ВА-2-3 Пр 500 5-10-’ 0,9 -1,0 ВН-1 МГ 1312x1130x735
ВА-5-4 Пр 1200 5-10-’ 0,9—1,0 ВН-1 МГ 1520x1317x821
Примечания. 1. Агрегаты с быстротой откачки более 1200 л[сек не указаны.
2. Марка масла для диффузионного насоса — ВН-1 ГОСТ 7904—56.
3. Марка масла для механического насоса ВМ-4 ГОСТ 7903—56.
По данным зарубежной вакуумной техники, наибольшее внима-
ние уделяется в настоящее время криогенным, диффузионным, гет-
терно-иониым и сорбционным насосам. Они служат основной
базой для создания высокого вакуума в рабочей камере установок
для исследования трения и износа в вакууме.
Ряд схем высоковакуумных откачных средств показан на
рис. 27. На схеме рис. 27, а вакуум в рабочей камере создается
69
б
Рис. 27. Схемы высоковаку-
умных откачных систем
1 — механический форвакуумный
насос; 2 — диффузионный паро-
масляный (или ртутный) насос; з—
ловушка азотная (или сорбционная);
4 — затвор; 5 — рабочая камера;
6 — геттерно-ионный насос; 7 —
магнитный электроразрядный на-
сос; з — цеолитовые насосы; 9 —
вентиль; 10 — трехходовой кран;
11 — вентиль с металлическим
уплотнением; 12 — азотный экран;
J3 — криостат
диффузионным насосом с азотной ловушкой. Это наиболее простая
схема; осуществляется она с помощью высоковакуумных откачных
агрегатов, серийно выпускаемых промышленностью. Серии агре-
гатов приведены в табл. 13.
Отрицательным качеством схемы является значительный про-
скок в рабочую камеру молекул самого диффузионного масла и
продуктов его деструкции на горячих стенках насоса. Если с па-
рами масла можно еще бороться путем создания лабиринтных лову-
шек и отражателей [136], то задержать продукты крекинга (напри-
мер, водород) с помощью указанных средств невозможно.
Вследствие обратной диффузии масла из механического насоса
в диффузионный к продуктам крекинга масла из диффузионного
насоса будут примешиваться продукты крекинга масла из меха-
нического насоса. Исключить это можно, если поставить к рабо-
чему диффузионному насосу второй диффузионный насос меньшей
производительности. Он задержит проскок масла из механического
насоса в главный диффузионный. Как указывает [140], постановка
промежуточного диффузионного насоса позволяет примерно на
порядок увеличить величину вакуума в рабочей камере. Схему
рис. 27, а следует применять в тех случаях, когда требуется гру-
бая предварительная оценка материалов для испытаний закрытых
узлов трений (Квз = 1), малочувствительных к фону камеры, для
испытания материалов, где выделяющийся рабочий поток газов
определяет фон камеры, и, наконец, для испытания узлов трения,
работающих в тяжелых режимах, когда износ материала значи-
тельно превосходит скорость генерации защитных пленок.
Требованиям более высокого вакуума и безмасляной откачки
удовлетворяет схема рис. 27,6. Здесь паромасляный агрегат слу-
жит лишь для предварительной откачки воздуха из камеры и гет-
терно-ионного насоса в периоды их прогрева и запуска. В дальней-
шем с помощью вентиля 11 рабочая камера отключается от паро-
масляного агрегата и откачка производится только геттерно-
ионным насосом. Геттерно-ионные насосы выпускаются двух ма-
рок: ГИН-05 и ГИН-5 с быстротой откачки соответственно 500
и 5000 л!сек. Предельный вакуум — 5-10~9мм рт. ст. По этой схе-
ме геттерно-ионный насос можно заменить магнитным электрораз-
рядным насосом типа НЭМ-1Т-1, быстрота откачки которого
600 л!сек при вакууме 10~6 мм рт. ст.; предельный вакуум —
10~7 мм рт. ст.
Но и эта схема имеет недостатки. Скорость откачки геттерно-
ионных насосов по сравнению с диффузионными агрегатами весьма
мала. Если изучаемый узел трения выделяет значительный газо-
вый поток (например, испытания полимерных материалов при
нормальных и повышенных температурах, не говоря уже о смазках,
испытания которых проводить с геттерно-ионными средствами от-
качки недопустимо), геттерпо ионный насос не обеспечит необхо-
димого разрежения. Промо того, существует опасность напыления
71
трущихся поверхностей титаном, а следовательно, опасность иска-
жения результатов испытания на трение и изпос.
Эти недостатки исключаются схемой рис. 27, в. Откачка оста-
точных газов в рабочей камере производится поверхностью,
охлажденной жидким гелием или водородом. Чтобы хладоагепт
не испарялся быстро, емкость с хладоагентом защищается от
других более «горячих» поверхностей системой радиационных
экранов. Криогенная откачка позволяет увеличить скорость от-
качки примерно на 2—3 порядка. С такой скоростью откачки мож-
но экспериментировать, не прогревая аппаратуры, а это является
несомненным преимуществом данной схемы. К недостаткам ее
следует отнести высокую стоимость хладоагепта (жидкого гелия,
водорода) и необходимость соблюдения соответствующих правил
техники безопасности при работе с водородом.
Криогенная техника не позволяет откачивать гелий и водо-
род. Напомним, что при 4° К упругость пара водорода составляет
Ю-7, гелия — около 500 мм рт. ст. Увеличить скорость откачки
по этим газам можно, если подсоединить геттерно-ионный насос
(рис. 27, г).
Высокие скорости откачки, простота в эксплуатации, разработка
диффузионных масел, позволяющих понизить давление до 10-9 -н-
-ь-10~10ммрт. ст., являются несомненными достоинствами парома-
сляных диффузионных агрегатов. Одной из попыток уменьшить
проскок паров масла из диффузионного насоса в рабочую камеру
является применение геттерно-иоиного насоса в качестве ловушки
для паров (рис. 27, д). Попадая в область действия геттерно-ионного
насоса, пары масла разлагаются, а продукты крекинга откачи-
ваются геттером.
Опасность загрязнения поверхностей трения парами масла из
механического и диффузионного насосов (принципиально это воз-
можно, но данных ио влиянию такого загрязнения на трение и
износ весьма недостаточно) вызвала необходимость использовать
сорбционные откачные системы, позволяющие откачивать воздух
из камеры, начиная с атмосферного давления (рпс. 27, е,ж). Откач-
ка осуществляется двумя сорбционными насосами, один из которых
находится в работе, другой — на регенерации.
По достижении необходимого разрежения дальнейшая откачка
проводится геттерно-ионными или магнитными электроразрядны-
ми насосами. Последний способ откачки реализован в электрораз-
рядных агрегатах ЭРА-100 и ЭРА-300 производительностью соот-
ветственно 100 и 300 л!сек.
Степень разрежения в рабочей камере должна обеспечивать
отсутствие даже мопомолекулярного слоя за счет осаждения остав-
шихся в рабочей камере газов в течение всего цикла испытаний.
Если поверхностный слой был удален каким-либо способом перед
началом испытаний, то степень разрежения, зная время проведе-
ния испытаний, можно найти из уравнения Лэнгмюра. Если по-
72
верхностный слой удаляется в процессе трения, то выбор необхо
дпмой степени разрежения регламентируется соотношением про-
цессов удаления поверхностных слоев и процессов адсорбции
(см. главу III) и определяется из неравенства
/rv0 у Aft
аб 3,513-К)22 (1 — Лвз ) ’
где I — интенсивность износа; v — скорость скольжения, см/сек,
v0 — число молекул, составляющих один монослой на 1 см2 по-
верхности; М — молекулярный вес; Т — температура, °К; а —
коэффициент аккомодации; 6 — толщина монослоя; Къз — коэф-
фициент взаимного перекрытия.
Предельная степень разрежения в рабочей камере достигается,
если суммарный поток газа Q, поступающий в камеру, при постоян-
ном давлении р равен скорости удаления газа S. В вакуумной тех-
нике принято поток газа выражать в единицах л мм pm.cm.X
У. сек"1, а скорость откачки в л •сек''1. Таким образом, поток газа Q
выражается произведением давления в вакуумной системе р на
эффективную скорость откачки S'
Q = pS'. (33)
Следует отметить, что эффективная скорость откачки S' меньше
скорости откачки насоса вследствие пропускной способности со-
единительных трубопроводов
d S-fL’
где S — скорость откачки насоса по паспорту; L — пропускная
способность.
По уравнению (33) для получения большего вакуума необходимо
уменьшить величину Q. В общем случае поток Q включает в себя
молекулы газов, находящиеся в рабочей камере вследствие нате-
кания через неплотности вакуумной системы Qp, проницаемости
стенок Qp десорбции газов с поверхностен материалов, из которых
сконструирована вакуумная система Qs; обратной диффузии из
насоса Qp, рабочего потока (поток газа, обусловленный газо-
отделением испытуемых образцов и режимами проведения экспе-
римента).
Вклад каждой составляющей в величину общего потока может
быть весьма различен и зависит от таких факторов, как время, тем-
пература, природа газа, и материалов конструкции. Натекание
через неплотности соединений обусловливается качеством свар-
ки, папки и сборки вакуумной системы и может быть сведено к ми-
нимуму обнаружением течей и их устранением. Величина
определяется физики химическими процессами, протекающими
в насосе, и поэтому является одной из его характеристик.
73
Обратная диффузия газов из насоса в камеру вносит в общее
давление дополнительно вклад рь, обусловливающий предельное
разрежение насоса. Так, предельно достижимый вакуум кон-
денсационных насосов лимитируется равновесным давлением газа
при рабочей температуре насоса, диффузионных насосов — давле-
нием насыщенных паров рабочей жидкости.
Таким образом, давление в рабочей камере
Р = % + Pbt
О
Q' — Q2. + Qs + Qs •
Поскольку величина предельного разрежения рь регламентиро-
вана техническими характеристиками насоса, а рабочий поток
зависит от программы эксперимента, дальнейшее увеличение
вакуума в рабочей камере может быть достигнуто снижением газо-
выделения. Комплекс вопросов, связанных с вопросами проница-
емости материалов и десорбцией газов в вакуум, весьма сложен и
рассматривается в специальных работах, например [141—143].
Здесь следует напомнить, что диффузионный поток в начальный
период зависит от температуры и от времени, а в установившийся
период — только от температуры. Процессы десорбции всегда бу-
дут зависеть как от температуры, так и от времени. И, конечно,
оба процесса прежде всего зависят от природы газа и материала
(учитывая его предысторию). По весьма приближенным данным
[136], скорости обезгаживания непрогретых, но тщательно очи-
щенных материалов после длительной откачки составляют от 10-7
до 1СГ8 л-мм рт. ст. сек"1 см~2. После продолжительного обезга-
живания при 450° скорость газоотделения для стекла составляет
величину порядка 1СГ14 л-мм рт. ст.-сек^-слГ2, для металлов —
10~12 л-мм рт. ст.-сет1-см"2. Если натекание 10~7 —10-8 л-мм
рт. ст. • сет1 • см~2 мало сказывается на работе диффузионных и
криогенных насосов, то такое же натекание в вакуумных установ-
ках с геттерно-ионными, сорбционными, магнитоэлектрическими
средствами откачки не позволяет достигнуть предельного допусти-
мого для данных насосов вакуума. Такие системы надо прогревать,
а это не всегда возможно, так как в процессе прогрева могут су-
щественным образом измениться физико-механические и фрикци-
онные свойства испытуемых материалов. Величину допустимого
давления в рабочей камере следует выбирать только в связи с
определенным изучаемым процессом.
Заведомо может оказаться бессмысленным добиваться сверх-
высокого вакуума за счет уменьшения газовыделения конструкци-
онных материалов и совершенствования конструкции вакуумной
системы, если в процессе испытаний испытуемый узел трения соз-
дает дополнительный поток Q5, значительно превышающий вели-
чины Q2 и <2з- Если учесть, что у высоковакуумных насосов по-
верхностного действия резко снижается скорость откачки с повы-
74
птенпем давления, то может оказаться, что сконструированная по
всем правилам высоковакуумной техники установка с высоким
предельным вакуумом будет давать более низкий вакуум по срав-
нению с установкой, собранной на базе диффузионных насосов
с применением резиновых уплотнений. Поэтому в ряде случаев
следует предварительно провести оценку на газоотделение типовых
материалов, планируемых для испытаний. Заметим, что эта оценка
будет нужна при расчете износа материала в вакууме.
Измерение вакуума
Вопросы измерения вакуума, так же как и вопросы создания
вакуума в установках для испытания материалов на трение и износ,
имеет смысл затронуть с двух точек зрения.
1. Какие манометры, выпускаемые нашей промышленностью,
следует использовать в указанных установках?
2. Насколько верно отражают показания измерительных при-
боров количественный и качественный состав остаточных газов
в рабочей камере?
Поскольку верхний предел необходимого давления в рабочей
камере для испытания на трение и износ в вакууме составляет по
крайней мере 10~3-=-10~аммрт. ст. (см. главу III), вопросов изме-
рения давления указанной выше величины стоит коснуться лишь
в связи с тем, что форвакуум необходим для работы высоковакуум-
ных средств откачки. Из большого числа манометров, позволяю-
щих работать в данном диапазоне давлений, для измерения форва-
куума обычно пользуются термопарными манометрами, выпуска-
емыми промышленностью в виде манометрических ламп ЛТ-2 (лампа
термопарная стеклянная) и ЛТ-4 м (лампа термопарная метал-
лическая), работающими с измерительными блоками ВТ-2 (вакуум-
метр термопарный) или ВИТ-1 (вакуумметр ионизационный и термо-
парный). Диапазон измеряемых давлений — от КГ3 до 1 мм рт. ст.
Несмотря на зависимость показаний манометра от рода газа, инер-
ционность, нестабильность во времени, данные манометры удовле-
творяют требованиям поставленных задач, просты в изготовлении,
эксплуатации и широко используются в вакуумной технике.
Для измерения давлений ниже 10-3 мм рт. ст. в вакуумной
технике нашли широкое применение ионизационные манометры.
Напомним, что принцип действия ионизационных манометров
заключается в ионизации остаточных газов электронами и изме-
рении ионного тока, протекающего в цепи коллектора. В зависи-
мости от взаимного расположения катода, сетки и коллектора ио-
низационные манометры имеют различный диапазон измерения
давлений. Выпускаемая промышленностью манометрическая лам-
па ЛМ-2, работающая с измерительным блоком ВИТ-1, позволяет
охватить диапазон давлений от 1СГ3 до 1СГ7 мм рт. ст. Иониза-
ционный манометр ИМ-12, применяемый с измерительным блоком
75
ВИ-12, измеряет давления в пределах 10~s 10-п мм рт. ст. Ниж-
ний предел давлений, измеряемых ионизационными манометрами,
ограничивается влиянием паразитного тока в коллекторе, вызыва-
емым фотоэмиссией.
Ионизационным манометрам наряду с достоинствами, заключа-
ющимися в сравнительной простоте устройства и эксплуатации,
присущи и недостатки. Принципиальный недостаток состоит в том,
что истинное давление можно измерить лишь в том случае, если
известен качественный состав остаточных газов, а последний, как
правило, неизвестен. Поэтому ионизационные манометры калиб-
руют по азоту или сухому воздуху, считая, что весь остаточный газ
состоит только из одного из указанных. Если остаточный газ со-
стоит из углеводородов (напрпмер, пары диффузионного масла),
ошибка в измерении может превысить один порядок.
Другим недостатком является изменение количественного и ка-
чественного состава газа в области действия манометра. Происхо-
дит это в результате следующих явлений:
1. Сам манометр является насосом, действие которого основано
на ионизации оставшихся газов с последующей адсорбцией.
2. Изменение состава газов вследствие крекинга, причинами
которого могут быть диссоциация молекул на горячей нити катода
и расщепление молекул электронами. Характер протекающих
физико-химических процессов при этом весьма разнообразен,
и ввести поправочный коэффициент к величине измеряемого дав-
ления не представляется возможным.
3. Малая пропускная способность трубки, соединяющей ма-
нометр с рабочей камерой, приводит к заметной разнице между
давлениями в манометрической лампе и в вакуумной системе.
В связи с этим следует рекомендовать установку открытых мано-
метров непосредственно в рабочих камерах.
4. Нестабильность показаний манометра вследствие большой
чувствительности на изменение расстояния между катодом и сет-
кой, жесткость крепления которых меняется со временем. Причи-
ной нестабильности является также неопределенность потенциала
внутренней поверхности корпуса манометра.
Попытки преодолеть указанные недостатки ионизационных ма-
нометров с горячим катодом привели к созданию радиоактивных и
магнитных электроразрядных манометров с холодным катодом.
Из этих манометров заслуживает внимания инверсно-магнетрон-
ный манометр (другие типы магнитных электроразрядных мано-
метров по диапазону измеряемых давлений уступают даже мано-
метрической лампе ЛМ-2), позволяющий расширить диапазон
измеряемых давлений до 10-12 мм рт. ст. Этот манометр выпус-
кается в виде датчика ММ-14, работающего с измерительным бло-
ком ВИМ-1 (вакуумметр инверсно-магнетронный). Ионизацион-
ные манометры типа ЛМ-2 и ИМ-12 являются пока наиболее
удобными. При использовании в открытом варианте они дают
76
падежные, воспроизводимые показания- Калиброванные, по опре
деленному газу, эти манометры не имеют' возможности дать точ-
ную информацию о взаимодействии остаточных газов с ювениль-
ными поверхностями и с достаточной точностью могут ответить
только на вопрос, за какое время поверхность сможет адсорби-
ровать остаточные газы, толщиной слоя в одну молекулу.
Можно предположить, что на величину адгезионной связи
между двумя контактирующими поверхностями будет влиять
не только количество адсорбированных газов, но и их качествен-
ный состав. Оценка качественного состава остаточных газов
важна при испытаниях открытых узлов (КБЗ —> 0), таких, напри-
мер, как зубчатые зацепления, опоры качения и т. д. Для полу-
чения информации о качественном составе остаточных газов
служат масс-спектрометрические методы измерения парциальных
давлений. Описание методов масс-спектроскопии выходит за
рамки работы, поэтому мы лишь напомним, что основными ха-
рактеристиками масс-спектрометров являются следующие: 1) ми-
нимальное регистрируемое парциальное давление; 2) газоанали-
тическая чувствительность, определяемая в процентах наимень-
шего парциального давления, которое может быть зарегистри-
ровано, от полного давления; 3) диапазон регистрируемых масс;
4) разрешающая способность, оцениваемая отношением М[ЬМ,
где М — массовое число *, Д7И — ширина пика (в единицах
массовых чисел) на половине его высоты.
Выпускаемый промышленностью измеритель парциальных дав-
лений омеготронный ИПДО-1 с омеготронной лампой РМО-4С
имеет разрешающую способность не менее 20, диапазон массовых
чисел 2 100, рабочий диапазон давлений 10~1С мм рт. ст.
Масс-спектрометр «хронотрон» модели МСХ-3 имеет разрешающую
способность 20, диапазон рабочих давлений 10'4 10~9ммрт. ст.
В отличие от омеготрона хронотрон непрерывно регистрирует
весь спектр масс и, таким образом, позволяет проследить в дина-
мике процесс изменения качественного и количественного состава
остаточных газов в рабочей камере. Эта возможность хронотрона
особенно ценна при изучении газообразных продуктов, выделя-
емых из материалов в процессе трения. Совокупность таких про-
цессов получила название трибокрекинга. Изучение трибокрекин-
га позволяет оценить влияние различных ингредиентов на фрик-
ционные свойства материалов и наметить пути целенаправленного
синтеза материалов узлов трения.
Подводя итоги краткого обзора средств измерения вакуума,
отметим, что выпускаемые измерительные приборы с достаточной
степенью точности отражают состояние разреженной окружающей
* Массовым числом называется отношение молекулярного веса нона
к его заряду.
77
среды, анализ взаимодействия которой с поверхностями материа-
лов позволяет предвидеть возможные изменения фрикционных
характеристик, и путем анализа выделяемых продуктов создают
возможность целенаправленного синтеза материалов.
§ 3. ПЕРЕДАЧА ДВИЖЕНИЯ В ВАКУУМ
Одной из задач при конструировании машин трепня для испы-
тания в вакууме является решение вопроса о передаче движения
(вращательного и поступательного) в рабочую камеру. Аналогич-
ная задача возникает при проведении различного рода техноло-
гических процессов и исследований в вакууме, в технике управ-
ления вакуумной аппаратурой.
Для передачи движения в вакуум применяются многочислен-
ные виды уплотнений. Их можно разделить на две группы (табл. 14):
экранированные (как правило, требующие опор скольжения или
качения в вакууме) и с уплотнением сквозного вала.
В первой группе вводов герметизация осуществляется либо
тонкостенным экраном, выполненным из немагнитного материала,
либо легко деформируемой диафрагмой или сильфоном. Разделе-
ние рабочего пространства и окружающей среды во второй группе
вводов осуществляется несколькими способами: твердыми уплот-
нителями, жидкостью, снижением натекания газов в камеру или
даже созданием обратного потока. Выбор того или иного ввода
зависит от поставленной задачи, режимов работы узла трения
(скорости скольжения, нагрузки), предельного вакуума и средств
откачки.
При конструировании установки для испытаний на трение и
износ исследователь, как правило, стремится расширить диапа-
зон рабочих температур, скоростей скольжения (качения), на-
грузок. Широкий диапазон скоростей скольжения обеспечивают
магнитные и электромагнитные муфты (электростатические муф-
ты практически не находят применения). Передача движения
через тонкостенный экран в указанных приводах осуществляется
магнитным полем.
Схема и общий вид магнитного привода с вращающим момен-
том 6 кГ-см и числом оборотов ротора 10 000 обIмин показаны на
рис. 28. Магнитный привод удобен в эксплуатации, обеспечивает
необходимую герметизацию, не теряет рабочих характеристик
при прогреве. Ограничение вращающего момента связано со свой-
ствами постоянных магнитов и габаритами магнитного привода.
Поэтому пока не удается получить момент вращения свыше
100 кГ-см. Этот недостаток преодолен в электромагнитных приво-
дах с зубчатыми элементами [145].
Вращающий момент электромагнитных приводов с зубчатыми эле-
ментами может быть доведен до 50 кГ-м. Ограничением применения
приводов с передачей движения полем является также необходимость
78
Табл и. ц а 14
Возможные виды уплотнений для передачи движения в вакуум [144]
вид уплотнения неработоспособен.
Рис. 28. Схема и общий вид высо-
кооборотного магнитного при-
вода
1 — корпус; 2 — наружные магниты;
3 — ротор; 4 — рубашка охлаждения;
.5 — вал; 6 — подшипники скольжения
в несущих внутренний ротор
опорах скольжения или ка-
чения, работающих в высоком
вакууме. Получается замкну-
тый круг. С одной стороны,
установка необходима для
разработки материалов для
опор скольжения, работаю-
щих в вакууме, с другой —
для работы такой установки
необходимы уже готовые ма-
териалы. В муфте (рис. 28)
это решено с помощью под-
шипников скольжения, вы-
полненных из металлокера-
мики с рабочим слоем из ди-
сульфида молибдена. Для
уменьшения тепловой напря-
женности подшипники сколь-
жения имеют водяную ру-
башку.
Передача моментов, зна-
чительных, но с малой ско-
ростью вращения, может осу-
ществляться с помощью уст-
ройства, показанного на
рис. 29. Здесь вращение внеш-
него вала достигается дефор-
мированием на изгиб сильфо-
на, после чего покачивающее-
ся движение сильфона переходит вновь во вращательное движе-
ние внутреннего вала. Герметичность рабочей камеры при работе
с такими вводами обеспечивается сильфоном или мембраной,
а если возможно применение резины, то резиновой трубкой. Число
оборотов и долговечность вводов невелико и ограничено эластич-
ными свойствами сильфона или диафрагмы. Эти механические
приводы требуют специальных опорных подшипников, работаю-
щих в вакууме.
Различного рода уплотнения сквозных валов для передачи
движения в рабочее пространство, нашедшие широкое применс-
80
Рис. 29. Механический привод с
гибким элементом
I — пал в вакууме; 2 — корпус; з —
сильфон; 4 — вал наружный: 5 — по-
водок
ние в теплотехнике, химиче-
ском машиностроении, оказа-
лись непригодными в техни-
ке высокого вакуума. Так,
работоспособность торцовых,
шнековых, сальниковых уп-
лотнений обеспечивается на-
личием масла, играющего, с
одной стороны, роль уплот-
нителя, а с другой — предот-
вращающего схватывание и
задир трущихся поверхностей
[135]. Торцовые уплотнения
нашли применение для уплот-
нения валов форвакуумных
насосов (например, в насосе
ВН-2МГ). Наибольшее рас-
Рис. 30. Уплотнение Вильсона
1 — корпус; 2 — шайба; з — прокладка
из резины; 4 — гайка; 5 — вал
пространение в вакуумной аппаратуре, работающей до 10~® мм рт.
ст., получили сальниковые уплотнения типа Вильсона (рис. 30),
представляющие собой набор рези-
новых шайб из маслостойкой рези-
ны 9024, между которыми находит-
ся смазка (обычно вакуумное мас-
ло). Удовлетворительно такое уп-
лотнение работает при сравнитель-
но небольших скоростях скольже-
ния. Увеличение скорости сколь-
жения приводит к разогреву рези-
ны, уменьшению вязкости масла и
его вытеканию. Резиновые уплот-
нения служат существенным ис-
точником газовыделения и не до-
пускают прогрева установки *.
воздуха в камеру, представляется
Чтобы избежать проскок
целесообразным пространство между резиновыми прокладками
откачивать форвакуумным насосом, как показано на рис. 31.
В некоторых уплотнениях в качестве герметизирующего эле-
мента используются жидкости (ртуть, сплавы галлия, вакуумное
* Получение новых марок резин позволило прогревать вакуумную
аппаратуру до 200°.
81
Ряс. 31. Уплотнение с резиновы-
ми шайбами и промежуточной от-
качкой
1 — корпус; 2 — гайка; 3 — вал; 4
опора вала; 5 —шайба; 6 — резиновые
уплотнения
масло). Принцип действия та-
ких уплотнений основан на
поверхностном натяжении
жидкости, сила которого
должна противостоять разно-
сти давлений изолируемых
объемов, вязкости уплотня-
ющей жидкости. Может быть
использован принцип гидро-
статического (или создавае-
мого центробежными силами) затвора. Действие центробежных и
вязкостных уплотнений зависит от скорости вращения вала, в
связи с чем они мало пригодны в установках для испытания на
трение и износ.
Из указанных уплотнений нашло применение уплотнение гид-
ростатическим затвором [146], схема которого показана на рис. 32.
Принцип действия его заключается в следующем. Пространство
рабочей камеры 9 отделя-
ется от камеры предвари-
тельного разрежения 8 с
помощью гидростатическо-
го затвора 7, создаваемого
колоколом 2 и рабочей
жидкостью. Камера пред-
варительной откачки отде-
ляется от атмосферы обыч-
ным уплотнением Вильсо-
на и откачивается форва-
куумным насосом. Несу-
щие вал подшипники 3 ра-
ботают при давлении около
10~2 мм рт. ст. Они могут
быть смазаны. Перепад
давлений между форваку-
умной и рабочей камерой с
высоким вакуумом легко
уравновешивается столби-
Ряс. 32. Схема гидростатиче-
ского затвора
82
Рис. 33. Уплотнение с, промежуточ-
ной камерой
ком рабочей жидкости. Гидро-
статическое уплотнение допу-
скает прогрев рабочей камеры и
поддержание в рабочей камере
давления до 10-в мм рт. ст.
Однако из-за опасности пере-
броса жидкости в рабочую каме-
ру при увеличении числа обо-
ротов вала и возможного про-
рыва атмосферного воздуха в форвакуумную камеру что уплот-
нение весьма ненадежно в эксплуатации.
Принцип действия турбомолекулярных высоковакуумных насо-
сов и паромасляных агрегатов может быть реализован и для уплот-
нения вращающихся валов. Однако изготовление таких уплотне-
ний весьма сложное. Кроме того, действие турбомолекулярных и
центробежных уплотнений зависит от скорости вращения вала.
Поэтому из уплотнений, где разделяющей средой является оста-
точный газ, применяются в основном лабиринтные уплотнения
или уплотнения с двойной стенкой (рис. 33). Вал вводят в рабо-
чую камеру через отверстие; зазоры между отверстием и валом
составляют несколько микронов. Между рабочей камерой и окру-
жающей средой ставят дополнительную камеру, давление в кото-
рой составляет 10-5—10 6 мм рт. ст. Натекание газа в рабочую
камеру из промежуточной незначительно и резко зависит от за-
зора между валом и отверстием, поэтому к изготовлению такого
ввода предъявляются жесткие требования.
Подводя итог краткому обзору уплотнений, следует признать,
что лучшими уплотнениями в установках для испытания на тре
ние и износ являются герметичные уплотнения с передачей движе-
ния полем: магнитные и электромагнитные. По при этом надо учи-
тывать их главный недостаток — отсутствие надежных опор
скольжения и качения для работы в высоком вакууме.
§ 4. ИЗМЕРЕНИЕ МОМЕНТА ТРЕНИЯ
Методы регистрации момента трения в процессе испытания
основаны либо на принципе определения крутящего момента,
необходимого для движения испытуемого узла, либо на принципе
«увлечения», основанного на стремлении подвижного образца
увлекать за собой неподвижный образец с силой, пропорциональ-
ной величине момента трения.
Датчики момента вращения строятся по методу последователь-
ного преобразования: момент вращения преобразуется в переме-
щение, а затем в определенный выходной параметр. Датчики
83
включают соответственно воспринимающим, промежуточный it
исполнительный органы. В датчике момента трения воспринима-
ющим органом является упругий элемент, через который проис-
ходит передача вращения или усилия. По величине перемещения
упругого элемента, пропорционального передаваемому или вос-
принимаемому усилию, судят о величине крутящего момента.
В качестве исполнительных органов в вакууме в принципе
могут использоваться любые датчики перемещения, среди кото-
рых наибольшее распространение получили механические, тензо-
метрические, индуктивные, индукционные, емкостные, фотоэлек-
трические и другие [147, 1481.
Если упругий элемент удается вывести из рабочей камеры
установки, то датчики перемещения работают в обычных условиях
и никаких особых требований, связанных со спецификой ваку-
ума, к ним не предъявляется. Если датчик все же приходится ста-
вить в рабочую камеру, то к нему предъявляются требования,
связанные со спецификой работы в вакууме:
1) тарировочный график датчика, снятый на воздухе, не должен
изменяться при постановке датчика в вакуум;
2) характеристики датчика не должны меняться в вакууме во
времени;
3) газоотделение датчика должно быть незначительным;
4) при работе с прогреваемыми вакуумными системами датчик
должен выдерживать прогрев до 300—400°.
Механические датчики. Наибольшее распространение из меха-
нических датчиков получили датчики маятникового типа, осно-
ванные на принципе «увлечения». Измеряемый момент трения
определяется по углу отклонения маятника от первоначального
положения. Необходимая чувствительность датчика подбирается
изменением длины маятника и его веса или изменением жесткости
регистрирующей пружины. Датчики просты в эксплуатации,
надежны в работе, но требуют непосредственного визуального
наблюдения, а это ограничивает их применение в вакуумных уста-
новках.
Тензометрические датчики. В датчиках этого типа величина
деформации воспринимающего органа определяется по изменению
сопротивления тензометрического датчика, наклеенного на упру-
гий элемент. Проволочные тензорезисторы обладают высокой чув-
ствительностью, малой инерционностью, малой погрешностью
измерения, компактностью. При правильном выборе клея [125],
если датчик работает в вакууме, тензодатчики не меняют своих
параметров. К недостаткам датчиков следует отнести исключение
нагрева в вакууме: вследствие газовыделения клея происходит
вспучивание решетки датчика, а это изменяет его характеристики.
Поэтому тензодатчики размещают по возможности дальше от
источников тепла и подвергают «тренировке» (длительному вы-
держиванию в вакууме).
84
Ряд исследователей [79j применяет датчики с керамическими
стойками, между которыми натянута проволока. Отсутствие клея
позволяет вести прогрев таких датчиков до 400—500° С.
Полупроводниковые тензодатчики сопротивления обладают
повышенной чувствительностью (в 20—25 раз большей по срав-
нению с проволочными константановыми тензодатчиками), однако
температурный диапазон их применения не выше 45—50°.
Индуктивные датчики. Преобразователем величины деформа-
ции в электрический параметр индуктивного датчика служит
разомкнутый магнитопровод, в котором сопротивление магнит-
ному потоку, следовательно и индуктивность обмоток, зависят
от изменения величины зазора. Изменение индуктивности влечет
за собой изменение общего сопротивления цепи преобразователя,
которое регистрируется измерительной системой. Вследствие кру-
тизны рабочей характеристики индуктивные датчики нашли рас-
пространение при регистрации больших крутящих моментов. Ка-
тушки с обмоткой представляют источник значительного газовы-
деления и не позволяют вести прогрев рабочей камеры, что огра-
ничивает применение индуктивных датчиков в вакуумных уста-
новках.
Аналогичными недостатками обладают и индукционные дат-
чики. Если принять во внимание еще сложность изготовления
индукционных датчиков и увеличение погрешности измерений
вследствие зависимости выходного напряжения от числа оборотов
ротора, применение указанных датчиков в вакуумных установках
весьма ограничено.
В тех случаях, когда не предъявляется высоких требований
к точности замера величины момента трения, его определяют из
рабочей характеристики ведущего электродвигателя. Для этого
у электродвигателя постоянного тока снимают тарировочную
зависимость потребляемого тока при постоянном напряжении от
величины крутящего момента на валу двигателя. Указанный спо-
соб измерения момента реализован Л. М. Сергеевой в установке
для испытания приборных подшипников скольжения в вакууме
[149].
Г.1 ава I'
ФРИКЦИОННАЯ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ материалов
В ВАКУУМЕ
§ 1. УСТАНОВКИ И МЕТОДИКА ИСПЫТАНИИ
НА ФРИКЦИОННУЮ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ в вакууме
Установка И-47-В-2 для испытания материалов
на фрикционную теплостойкость в вакууме
Установка И-47-В-2 состоит из следующих основных частей:
системы получения в рабочей камере вакуума, машины трения,
системы контрольно-измерительных приборов для измерения ва-
куума и параметров трения. При необходимости установка может
быть приспособлена для испытаний в газовых средах, для этого
ее дополнительно оборудуют системами подачи в рабочую ка-
меру необходимого газа и контроля атмосферы.
Выбор откачной системы подробно описан в главе IV, §2 ив
[1501.
Установка И-47-В-2 позволяет проводить одновременно испы-
тания трех пар трения: в вакууме 10~8 —10-8 мм рт. ст. — одна
пара трения и в вакууме 10-с мм рт. ст. — две пары трения.
Машина трения для испытания материалов в вакууме до 5 • 10~7
мм рт. ст. имеет следующие технические характеристики:
Диапазон изменения скоростей вращения, об/мин 2004-10 000
(при принятых размерах образцов он соответствует 0,2—§ м/сек)
Диапазон изменения давления, кГ/слА......... 0,5—5
Мощность электродвигателя, кет.............. 0,5
Вращающий момент магпитной муфты, е-см . . . 0000
Рабочий узел машины для испытания материалов в вакууме
до 5 • 10~7 мм рт. ст. смонтирован на фланце 10 затвора (рис. 34);
при эксплуатации машины в вакууме свыше 10-7 мм рт. ст. ре-
зиновые уплотнения заменяются медными.
Электродвигатель постоянного тока 12 (крепится на косынке
11) приводит во вращение через ременную передачу 13 магнитную
муфту 1, которая фланцевым соединением крепится к патрубку 4.
Муфта приводит в движение вал 2, установленный с помощью
подшипников скольжения из пористой бронзы и дисульфида мо-
либдена в корпусе 3.
86
Рис. 34. Узел трения установки И-47-В-2
На конце вала имеется шаровая опора для головки подвиж-
ного образца 7, что облегчает прилегание образцов по поверхно-
сти трения. Неподвижный образец 8, установленный в головке 6,
имеет возможность проворачиваться в подшипнике до тех пор,
пока упорный винт не коснется тензометрической балки 5 с тем
большей силой, чем больше сила трения. Нагрузка на узел тре-
ния осуществляется рычажной системой с грузом 9. Электродви-
гатель, муфта, корпус узла трения охлаждаются водой.
Контрольно-измерительные и регулирующие приборы служат
для измерения вакуума в системе, параметров трения и износа,
а также для регулирования режимов трения (рис. 35).
Регулирование скорости вращения магнитной муфты осущест-
вляется с помощью реостата-вариатора PHO-250-10 1, установлен-
ного в цепи питания электродвигателя постоянного тока. В той
же цепи установлены выпрямитель 3, амперметр и вольтметр.
Скорость вращения измеряется фотоэлементом 4, работающим
в комплекте с частотомером ИЧ-7 3.
Установленный на валу магнитной муфты 6’, приводящейся
в движение электродвигателем 2, диск 7 с прорезями при вращении
87
Рис. 35. Схема контрольно-измерительных и регулирующих приборов уста-
новки И-47-В-2
муфты прерывает луч света, поступающий пз осветителя 8 на
фотоэлемент с тем большей частотой, чем быстрее скорость вра-
щения. Осветитель питается от трансформатора 9. Сигналы посту-
пают на частотомер, интегрируются, и по показывающему при-
бору на частотомере определяется число оборотов муфты. Внеш-
ние и внутренние магниты работают синхронно. Выход из синхро-
низации фиксируется изменением тока в двигателе.
Измерение температуры на расстоянии 1 мм от поверхности
трения осуществляется хромель-копелевой термопарой 10 (диа-
метр проволоки 0,5 мм), работающей в комплекте с потенциомет-
ром типа ПП 11. Момент трения измеряется с помощью упругого
элемента (тензобалки) 12, с наклеенными на него тензодатчиками
сопротивления 18, сигнал от которых усиливается усилителем 14
и подается на микроамперметр 15. Если надо записать температуру
и момент трения, термопара и выход с усилителя подсоединяются
к ^электронному потенциометру типа ЭПП-09М 16.
Подготовка установки заключается в проверке правильности
работы всех узлов, вакуумной системы, контрольно-измеритель-
ной аппаратуры, в тарировке системы замера силы трения и соз-
дании давления на образцы.
88
Рис. 36. Кривые износа материала АМАН-2
в паре со сталью 2X13 при различных тем-
пературных режимах в вакууме
1 — 25°; 2 — 90°; 3 — 120°; 4 — 250°; Б — 360°
включается форвакуумный
Методика проведения испытаний
на фрикционную теплостойкость в
вакууме [1511 аналогична методике
испытаний в атмосфере воздуха. Так
же как испытания на воздухе, испы-
тания в вакууме подразделяются на
две категории: ускоренные испыта-
ния на трение и полные испытания
на трение и износ.
Перед началом ускоренных испы-
таний производится приработка об-
разцов на воздухе. После приработ-
ки устанавливается выбранная для
испытания удельная нагрузка на об-
разцы. Проверяются системы измере-
ния момента трения и температуры.
Затем рабочая камера закрывается,
насос и по достижении в камере разрежения 3—6 10“2 мм рт. ст.
обеспечивается подача азота в ловушку и включается диффузион-
ный насос. Испытания начинаются при давлении в камере не выше
5-10-с мм рт. ст. Устанавливается скорость скольжения,
соответствующая первой ступепи испытания, и производится
вторичная приработка образцов в вакууме в течение 15 мин.
Сила трения и температура замеряются на 5-й, 10-й и 15-й
минутах испытания. Испытание на данной ступени скорости за-
канчивается через 15 мин, после чего без остановки машины уста-
навливается следующая ступень скорости, на которой испытание
проводится также 15 мин с замером силы трения и температуры на
5-й, 10-й, 15-й минуте и т. д. Все замеры силы трения, температуры,
давления и наблюдаемые явления фиксируются в протоколе.
Фрикционная теплостойкость материалов оценивается по резуль-
татам испытаний трех «свежих» пар образцов.
Полные испытания на трение и износ в вакууме проводятся
также с предварительной приработкой образцов на воздухе. После
приработки образцы взвешивают и устанавливают в гнездах го-
ловок. Испытание начинается при установлении в камере давления
не выше 5-10~с мм рт. ст. Сила трения, температура и давление
измеряются через каждые 15 мин после начала испытания. Вес
образцов измеряется до начала, а потом через каждые два часа и
после испытания на данной ступени скорости. Для измерения веса
образцов в процессе испытания рабочую камеру перекрывают за-
твором от диффузионного насоса и, не выключая откачных средств,
89
Рис. 37. Зависимость интенсивности из-
носа материала АМАН-2 при трении по
стали 2X13. рс =- 2 кГ/см*
производят разгерметизацию каме-
ры. Образцы вынимают из гнезд
головок, взвешивают и ставят сно-
ва в гнезда. Затем камеру закры-
вают. Байпасный форвакуумный
насос создает давление 3 -4- 6 X
X1 (Г2 мм рт. ст., открывается зат-
вор и по установлении давления 5-10 " мм рт. ст. испытание
продолжается.
По результатам взвешивания на каждой ступени скорости испы-
таний строится кривая износа, угол наклона прямолинейного уча-
стка которой характеризует интенсивность износа при установив-
шемся режиме (рис. 36). По кривым износа, полученным при раз-
личных температурных режимах испытания, строится график
зависимости интенсивности износа от температуры при установив-
шемся режиме.
В качестве примера на рис. 37 показаны результаты испытаний
на воздухе и в вакууме на фрикционную теплостойкость по пол-
ной программе материала АМАН-2 в паре со сталью
Рис. 38. Зависимость коэффициента трения
материалов АМАН-2 и АМАН-4 в паре со
сталью 2X13 от давления в рабочей каме-
ре. рс = 1,5 кГ/см2, й==70—80°.
2X13. Если нужно провести
испытания с давлением ни-
же 10^7 мм рт. ст., рабо-
чую камеру прогревают в
течение!!)—12час притем-
пературе 200°, после чего
включают геттерно-ион-
ный насос. Однако опыт
показывает, что для про-
ведения испытаний на
фрикционную теплостой-
кость давление 5-10~с мм
рт. ст. является достаточ-
ным.
Для выявления влияния величины разрежения на трение само-
смазывающихся материалов АМАН ставились следующие экспе-
рименты. После приработки в течение 1 —2 час на воздухе вклю-
чали последовательно откачные средства и при установившихся
значениях давления в диапазоне 10”8 -4-760 мм рт. ст. проводи-
ли испытания по 15—30 мин при фиксированном давлении. После
достижения минимально возможного давления испытания прово-
дили в обратном порядке до напускания атмосферы. Удельная на-
грузка на пару трения составляла 1,5 кГ/см2. Скорость скольже-
ния для стабилизации температурного режима меняли.
90
Рис. 39. Зависимость коэффи-
циента трения пары АМАН-4 —
сталь 2X13 от температуры
при различном давлении в ра-
бочей камере
О — 5 10-8 -г- 10-8 мм рт. ст.:
• — 10~5 -К 10-" мм рт. ст.;
Рс =1,5 кГ/смг
Результаты испытаний материалов АМАН-2 и АМАН-4 показаны
на рис. 38. Как видно, существенные изменения коэффициента тре-
ния наблюдаются в диапазоне давлений 10~4-н 10~2лш рт. ст. При
давлениях ниже 1()~4 мм рт. ст. коэффициент трения практически
не менялся. Это, вероятно, можно объяснить тем, что при давлении
ниже 10~4лл« рт. ст. скорость износа превышала скорость адсорб-
ции и не было причин для изменения физико-механических, а следо-
вательно, и фрикционных свойств испытываемых материалов.
Интересно отметить, что температурные зависимости коэффициен-
та трения материала АМАН, полученные при давлениях 10~5
и 10~7-ч- 10~8жж рт. ст., также совпадают, что свидетельствует
о совпадении протекающих на поверхностях трения физико-хи-
мических процессов при указанных давлениях (рис. 39).
Установка для исследования трения и износа
при высоких температурах
Установка (рис. 40) предназначена для исследования процессов
трения и износа металлов, сплавов, тормозных материалов, ме-
таллических и полимерных покрытий в широком диапазоне тем-
ператур (до 900—1000°) и нагрузок (максимальный крутящий мо-
мент 5 кГ-м). Изменение скоростей скольжения ограничено рабо-
тоспособностью подшипников вала 8 и вала электромагнитного
привода. Установка состоит из следующих основных частей: ра-
бочей камеры 6, электронного привода вращающего вала 8, не-
подвижного вала 16, систем замера нагрузки и момента трения 17,
нагружающего механизма 21, узла трения с нагревателем системы
экранов 9. Рабочая камера 6, изготовленная из стали 1Х18Н9Т,
крепится фланцевым соединением с металлическим уплотнением
к откачной системе, выбор которой разобран в главе IV. Фланце-
выми соединениями к камере крепятся электромагнитная муфта,
система нагрузки 19—21, смотровое окно 11, манометрические
лампы (на схеме не указаны). Фланцевые соединения с металличе-
скими уплотнениями позволяют прогревать рабочую камеру и
’•водить к минимуму степень газовыделепия.
91
1162
Электромагнитная муфта с зубчатыми элементами состоит из
следующих основных частей: катушки 2, зубчатого венца 1, экрана
3, ротора с «ответной» зубчаткой 4. Магнитный поток, создава-
емый катушкой, замыкается через зубчатые элементы венца и ро-
тора, экран, выполненный из немагнитного материала, зазоры
между экраном, венцом и ротором. После прогрева до 400° рабочей
камеры и муфты катушку снимают. Электромагнитная муфта
приводит во вращение рабочий вал 8, установленный в опорах
качения (или скольжения), которые вмонтированы в корпус 7,
имеющий рубашку охлаждения. Корпус 7 закрепляется болтами
на верхнем фланце, у которого есть ввод и вывод охлаждающей
воды. К корпусу 7 крепятся две стойки 13, на которых установ-
лены корпус 15 неподвижного вала и система бокового экрани-
рования. К рабочему валу 8 крепится оправка 10 подвижных об-
разцов с самоустанавливающейся опорой. Неподвижный образец
закреплен в оправке 12, имеющей спиральный нагреватель. В за-
висимости от поставленной задачи и методики оправки и формы
образцов можно изменять. Нагрузка на испытуемый узел трения
создается с помощью рычага 21 через сильфонное уплотнение 20
и измеряется рессорой 18 с наклеенными на нее тензодатчиками
сопротивления. Момент трения измеряется по углу поворота
вала 16, установленного в опорах качения в корпусе 15. Угол
поворота фиксируется упругим элементом 17, деформация которо-
го регистрируется системой: тензодатчик сопротивления — уси-
литель — самописец. Система экранирования состоит из радиаль-
ных и торцовых экранов. Цель экранирования, с одной стороны,
предотвратить разогрев стенок камеры несущих подшипников и
других узлов; с другой стороны, уменьшить теплоотвод от испы-
туемого узла и тем самым увеличить диапазон рабочих температур.
Экраны представляют собой набор молибденовых .листов тол-
щиной 0,5 мм. Они разделены изоляторами из кварца. Тепло
отводится от наружного листа с помощью водяной рубашки.
Для наблюдения за работой узла трения при высоких температу-
рах предусмотрено смотровое окно и отверстие в радиальных
экранах. С помощью манипулятора 14 окно закрывается для
предотвращения разогрева.
В описанных выше установках для испытания на трение и
износ в вакууме поверхностные слои испытываемых материалов
вместе с окислами и адсорбированными газами удаляются с про-
дуктами износа или же в течение длительного прогрева в ваку-
уме. Длительный прогрев материала в вакууме при относительно
высоких температурах может изменить структуру материала и,
следовательно, исказить результаты испытаний. Разработанные
1*ис. 40. Схема установки для исследования трения и износа материалов при
ч.гсоких температурах
93
[183] установка и способ исследования процессов трения в ваку-
уме позволяют удалять механически поверхностный слой иссле-
дуемых материалов как до, так и в процессе испытаний.
§ 2. РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИИ
Из самосмазывающихся материалов наибольшее распростра-
нение нашли композиции с графитом, фторопластом, дисульфидом
молибдена. Поэтому именно эти материалы в первую очередь были
испытаны на фрикционную теплостойкость.
В качестве контртела были выбраны стали ШХ15 и 2X13, наи-
более распространенные в шарикоподшипниковой и химической
промышленности. Выбор указанных сталей не является оптималь-
ным для работы в паре с различными самосмазывающимися ма-
териалами. Вопросы подбора контртела в настоящее время недо-
статочно изучены. Некоторые данные о влиянии контртела на
трение дисульфида молибдена представлены в работах [51, 82,
152].
Графит и графитовые антифрикционные
материалы
Низкий коэффициент трения графита обусловливается его
кристаллическим строением. Графит имеет слоистую кристалличе-
скую структуру, в которой атомы в слоях решетки плотно упакова-
ны (расстояние между ближайшими атомами 1,42 А), а отдельные
слои расположены друг от друга на расстоянии 3,25 А. Атомы
в слое соединены ковалентной связью, а атомы в соседних слоях —
более слабой металлической связью. Различие связей в кристалле
и приводит к большой анизотропии свойств графита. Как пола-
гают [153, 154], хорошие антифрикционные свойства графита
обусловливаются способностью легко расщепляться по плоскости
спайности; способностью кристаллов ориентироваться под дей-
ствием нагрузки перпендикулярно направлению ее действия;
способностью образовывать на поверхностях трения тонкую сплош-
ную пленку ориентированных чешуек графита, прочно связан-
ную с металлом в результате ненасыщенных связей, возникающих
при расщеплении.
Температурные зависимости коэффициента трения графита и
графитовых материалов показаны на рис. 41. Кривыми 1 и 2 пока-
заны результаты испытаний на фрикционную теплостойкость
в атмосферных условиях материала АГ-1500 и графитового мате-
риала с высокотемпературной присадкой по стали IIIX15. При
трении данных материалов выше некоторой температуры наблю-
дается увеличение коэффициента трения, причем поверхность
трения теряет блестящий вид, характерный для поверхности с
ориентированной пленкой, становится грубой, появляются резкие
94
следы интенсивного износа, характерного для микрорезания. Ана-
логичные результаты получили Дикон и Гудмен [155], исследуя
трение пленки графита, нанесенной трением на стальную поверх-
ность (кривая 3). Проведенный термогравиметрический анализ
(зависимость потери веса от температуры) показал, что увеличе-
ние коэффициента трения при определенной температуре связано
Рис. 41. Температурные зависимости коэффициента
трения графита и графитовых материалов
1 — АГ 1500; 2 — графит с высокотемпературной при-
садкой (испытания на фрикционную теплостойкость в обыч-
ных условиях); 3 — пленка графита, нанесенная в процессе
трения [155]; 4 — АГ-1500 (испытания на фрикционную теп-
лостойкость в вакууме); 5, 6 — графит в вакууме [25, 15« I;
7 — данные термогравпметрического анализа на воздухе [155]
с окислением графита. Картины электронной дифракции, снятые
в конце эксперимента, подтвердили это. Обладая хорошими
смазывающими свойствами на воздухе, графит и графитовые ма-
териалы теряют смазывающее действие в среде восстановительных
газов и в вакууме. Впервые эти явления были обнаружены при
трении щеток электрических машин самолетов при полетах на
больших высотах. Износ угольных щеток на больших высотах
при низких давлениях и влажности достигал 25 мм/час и более, а
коэффициент трения поднимался до 0,7 [156]. Поздние исследо-
вания [НО] показали, что наименьшее давление для удовлетвори-
тельной работы зависит от окружающей атмосферы и составляет:
600 мм рт. ст. — для кислорода, 3 мм pin. ст. — для водяного
пара, от 10~3 до 0,6 мм рт. ст. — для паров органических
продуктов.
Поверхность трения в вакууме, так же как и поверхность тре-
ния при высоких температурах на воздухе, не имеет характерного
Для ориентированной пленки блеска, что говорит о нарушении
ориентации и разрушении валентных связей основной решетки
кристалла графита. Потеря смазывающих свойств графита в ва-
кууме объясняется различными исследователями по-разному.
95
Сэвидж [110], например, объясняет «самосмазываомость» гра-
фита наличием на поверхности трения адсорбированных паров и
фактически отвергает наличие смазывающего действия за счет
пластинчатого строения графита. Однако «адсорбционная» теория
опровергается рядом фактов, например наличием высокого коэф-
фициента трения на воздухе при больших давлениях, отсутствием
влияния влаги на трение графита по хрому, радию и латуни в сре-
де азота [157] и, наконец, увеличением износа при трении в среде
с повышенной влажностью.
Таким образом, объяснение смазывающего действия графита
следует искать в его способности образовывать и сохранять плен-
ку из ориентированных чешуек. В вакууме повышение тем-
пературы приводит к снижению коэффициента трения (см. кривые
4, 5, 6). Снижение коэффициента трения графита в вакууме впер-
вые наблюдал Боуден [23]. Ряд отечественных графитовых мате-
риалов исследовал А. П. Семенов [158]. Снижение коэффициента
трения открывает возможность применения графита и графито-
вых антифрикционных материалов в узлах трения, работающих
в вакууме при высоких температурах.
Фторопласт и фторопластсодержащие
материалы
Другой группой материалов, хорошо зарекомендовавших себя
при работе в узлах трения как в обычных условиях, так и в агрес-
сивных средах, являются материалы, содержащие фторопласт
[159]. Фторопласт, или политетрафторэтилен, относится к термо-
пластичным полимерам с температурой стеклования —120°. Но
вследствие большой кристалличности (от 50 до 70%) фторопласт
обладает специфическими механическими свойствами. При повы-
шении температуры твердость кристаллических участков меняется
мало, в то время как аморфные участки, находящиеся в высокоэла-
стическом состоянии, размягчаются быстро, что вызывает быстрое
падение механических свойств фторопласта. Исследованием анти-
фрикционных свойств фторопласта занимались многие исследова-
тели, однако по вопросу смазочного действия фторопласта в на-
стоящее время единого мнения нет. Наиболее распространенным
является предположение, что низкие значения коэффициента тре-
ния обеспечиваются малой адгезией политетрафторэтилена из-за
химической инертности. Размеры атомов фтора и их расположение
в молекуле политетрафторэтилена таковы, что они блокируют
углеродную цепь и не дают возможности образовывать «мостики»
сварки [160]. Отщепление атомов фтора, например обработкой
политетрафторэтилена натрием, приводит к увеличению коэффи-
циента трения. В связи с низкой теплопроводностью и резкой
зависимостью механических свойств от температуры, а также в
связи с «псевдотечением» фторопласта даже при сравнительно
96
небольших нагрузках при обычных температурах чистый фторо-
пласт не нашел большого применения в узлах трения. В большин-
стве случаев применяются композиции фторопласта с различными
тонкодисперсными наполнителями, увеличивающими твердость
материала и, таким образом, уменьшающими его износ [161].
Другими способами использования хороших антифрикционных
Рис. 42. Температурные зависимости коэффи-
циента трения фторопласта-4 в паре со сталью
[ЦХ15
J — испытание свежего образца; 2 — образцы, ранее
испытывавшиеся при температуре свыше 100—12(1”;
• — в вакууме; Qa — на воздухе
свойств фторопласта является нанесение на металлические поверх-
ности фторопласта из суспензий и композиции с лаком, а также
введение фторопласта в пористую основу [162].
Испытания фторопласта на трение при различных давлениях
окружающей среды не показали заметного различия в коэффи-
циентах трения. Это свидетельствует о том, что фрикционные свой-
ства фторопласта обусловлены в основном структурой полимера,
в частности его слабой химической активностью, и мало зависят
от наличия на поверхности адсорбированных газов. На независи-
мость коэффициента трения фторопласта от разрежения указы-
вается и в работе Крэга [163], проводившего испытания подшип-
ников скольжения, втулки которых были покрыты пленкой поли-
тетрафторэтилена толщиной 0,001 см. Сравнительные испытания
проводились при атмосферном давлении и давлении 10~7 -е10~8 мм
рт. ст.
Температурные зависимости коэффициента трения фторопласта
при атмосферном давлении и в вакууме также практически совпа-
дают. На рис. 42 представлены результаты испытаний на фрик-
ционную теплостойкость фторопласта-4 в паре со сталью ШХ15.
Как видно из графика, коэффициент трения по неизношепной по-
верхности до температур 100—120° меньше коэффициента трепия
по поверхности ранее испытывавшегося образца. Значения коэф-
4 В. В. Гриб, Г. Е. Лазарев
97
фициента трения для обоих случаев выравниваются при темпера-
туре около 120°; при дальнейшем повышении температуры и ско-
рости скольжения расхождения между значениями коэффициен-
тов трения изношенных и свежих образцов не наблюдалось. Ана-
логичное явление заметили Флом и Порил [164] в обычных усло-
виях. При трении свежих Образцове малой скоростью скольжения
коэффициент трения составлял 0,1- Повышение скорости скольже-
ния приводило к увеличению коэффициента трения до 0,4, однако
последующее снижение до малых скоростей и температур не да-
вало полного достижения низкого коэффициента трения. Авторы
объясняют это изменением свойств при предшествующем нагреве
с повышенными скоростями скольжения. Нагрев контакта облег-
чает ориентацию молекул аморфных областей под действием напря-
жений в контакте. Ориентация молекул приводит к увеличению
поверхностной энергии и, таким образом, к увеличению коэффи-
циента трения политетрафторэтилена.
При температуре 327° происходит плавление кристаллических
областей фторопласта и переход его в аморфный прозрачный гель.
Не переходя в вязкотекучее состояние, фторопласт-4 выше 415°
начинает разлагаться, выделяя токсичные продукты.
Приведенные результаты испытаний указывают на возмож-
ность использования хороших антифрикционных свойств поли-
тетрафторэтилена при работе узлов трения в определенном интер
вале температур в вакууме.
Самосмазывающиеся материалы
с дисульфидом молибдена
Наибольшее распространение в связи с улучшением смазыва-
ющих свойств в вакууме нашли материалы с твердой смазкой
дисульфид молибдена [165, 166] (табл. 15).
Объяснение этому явлению следует искать в кристаллическом
строении дисульфида молибдена. Дисульфид молибдена имеет
гексагональную кристаллическую решетку с постоянными а =
=3,15 А и с=12,30 А. В решетке MoS2 расстояние каждого слоя ато-
мов молибдена до слоя из атомов серы составляет 2,41 А. Два слоя се-
ры, между которыми находится слоймолибдена, представляют собой
слоистый пакет. Пакеты касаются друг друга слоями серы, между
которыми и происходит трение. Улучшение смазывающих свойств
дисульфида молибдена в вакууме одни исследователи [111] связы-
вают с генерацией аморфной серы на поверхностях трения в ре-
зультате диссоциации дисульфида молибдена. Однако большинство
исследователей [51, 82, 165] считает, что уменьшение трения ди-
сульфида молибдена в вакууме связано с уменьшением влаги на
поверхности трения. Так, Петерсон и Джонсон [165] наблюдали
снижение коэффициента трения дисульфида молибдена с 0,38
98
Таблица 15
Сравнительные данные ио коэффициентам трения некоторых твердых
смазок на воздухе и в вакууме* [165]
Материал Коэффициент треп ин Давление, мм рт. ст.
на воздухе в вакууме
Подпетый кадмии . 0,5 0,18 9-10-в
Подпетый висмут 0,39+0,05 0,48+0,05 7-10-в
Фталоциан 0,35+0,02 0,33+0,03 10-е
Дисульфид молибдена 0,2 0,07 2-10~»
Дисульфид вольфрама 0,07 0,05 8-10-»
* Значения коэффициентов трения получены при трении торца стального кольцевого
образца по стальному диску, па поверхность которого наносилась твердая смазка (ско-
рость скольжения 0,103 м;сек, нагрузка 18 кГ.)
до 0,1 при уменьшении относительной влажности окружающей
среды с 60 до 20%.
Влага на поверхности трения содействует окислению дисуль-
фида молибдена 2MoS2 + 9О2 + 4Н2О = 2МоО3 + 4H2SO4 и обра-
зованию МоО3, не обладающей смазывающей способностью. Испы-
тания на фрикционную теплостойкость в вакууме пористой брон-
зы с рабочим слоем дисульфида молибдена в паре со сталью 2X13
(рис. 43) показали, что низкий коэффициент трения 0,04—0,05
сохраняется в вакууме вплоть до 300°, после чего он увеличивается,
Рис. 43. Температурные зависимости коэффициента
трепня дисульфида молибдена
1 — металлокерамика, покрытая MoS2, на воздухе; 2 — ме-
таллокерамика, покрытая MoSs, в вакууме; 3 — пленка
MoS2, нанесенная трением, на воздухе 11551; < — данные
термогравиметрического анализа в вакууме 11551; л — Мой2
в вакууме, ио Боудену [231
4*
99
достигая 0,12—0,13 при 400°. Повышение температуры сверх
500° приводит к схватыванию поверхностей.
Следует отметить, что увеличение коэффициента трения и по-
следующее схватывание не было связано с потерей смазывающей
способности дисульфида молибдена и. вероятно, определялось раз-
мягчением бронзовой основы, на которую наносился дисульфид
молибдена. Микроскопический осмотр поверхностей после испы-
тания показал наличие глубоких пластических деформаций в зоне
контакта и выход бронзы на поверхность трения. Практически
дисульфид молибдена может применяться в вакууме до температуры
900° С, когда начинается разложение дисульфида молибдена
(кривая 5).
В обычных условиях с увеличением температуры до 100° коэф-
фициент трения уменьшается, вероятно, вследствие уменьшения
влагосодержанпя в поверхностных слоях. Последующий рост
коэффициента трения связан с окислением дисульфида молибдена
до трехокиси молибдена. По данным ряда исследователей, окисле-
ние дисульфида молибдена происходит при 300—350°, но исследо-
вания В. Э. Вайнштейн [51] и Брайтвайта [166] указывают на
возможность протекания окислительных процессов уже при 150—
170°. На реализации смазывающих свойств фторопласта, дисуль-
фида молибдена и других твердых смазок основано действие мно-
гочисленных самосмазывающихся материалов. На некоторых из
них, нашедших применение в ряде узлов трения, работающих
в вакууме, следует остановиться (табл. 16).
Биметаллический материал с фторопластом-4 и MoS2 [162]
представляет собой стальную полосу с тонким пористым слоем
бронзы, пропитанной фторопластом или смесью фторопласта и
дисульфида молибдена. В Англии такой материал известен под
маркой «НН» и выпускается серийно фирмой «Гласпр». В Со-
ветском Союзе производство биметаллического материала осва-
ивается на Климовском заводе текстильного машиностроения.
Принцип смазывающего действия этого материала заключается
в том, что под действием нагрузки и температуры трения фторо-
пласт выжимается из пор и предотвращает металлический контакт
между бронзой и контртелом. Результаты испытаний па фрикцион-
ную теплостойкость биметаллического материала показаны на
рис. 44. Как на воздухе, так и в вакууме, трение было плавным,
без скачков, причем в вакууме коэффициент трения был несколько
меньше, чем на воздухе. По достижении определенной температуры
наблюдаются резкие скачки коэффициента трения. В вакууме
появление резких скачков начинается при 400— 420° С, что со-
ответствует температуре разложения фторопласта.
Антифрикционные материалы АМАН, разработанные Инсти-
тутом элсментоорганячеек их соединений АН СССР, Институ-
том машиноведения, Московским механическим заводом и Все-
союзным научно-исследовательским институтом подшипниковой
100
Т а б л и ц а 16
Флзико-механическпс свойства некоторых самосмазывающихся материалов,
предназначенных для работы в вакууме
Материал НВ, кГ'ммг й и" Ударная вяз- кость, яТ« см'см2 у, г, см? о о 6 6 3* е Область примене- ния
АМАН-1 25 — 800 1,5 3,6 — Шестерни, под- шипники сколь- жения, подпятни- ки, сепараторы подшипников ка- чения, подмазы- вающие вклады- ши и шестерни
АМАН-2 АМАН-4 29—31 — 1500 1,5 3,7 —
AM АН-24 27—29 — 900 2,0 3,2 0,516
АМАН-13 16—18 — 1300 10 2,0 0,405
АМАН-21 20-23 — 800 3,0 2.7 —-
АФ-ЗАМ 28—30 — — — 2,1 0,25 Шестерни, на- правляющие, под- шипники сколь- жения
Металлокерамика с MoSs 80—100 2200— 2700 — — 8-8,4 36 Шестерни, на- правляющие, под- шипники сколь- жения, подпятни- ки
Сталь — пористая бронза + ФП-4 + ~г M0S2 — — 3100 — —'
промышленности, представляют собой композиции на основе спе-
циальных смол с наполнителями [167].
Детали из материалов АМАН изготовляются методами прес-
сования, после чего могут быть обработаны различными методами
механической обработки. Материалы АМАН могут изготавли-
ваться нескольких марок, различающихся по физико-механиче-
ским свойствам. Однако зависимости их фрикционных свойств
от температуры сохраняют одинаковый характер.
Добавление в полимерные самосмазывающиеся материалы та-
ких наполнителей, как асбест и стекловолокно, расширяет темпе-
ратурный диапазон эксплуатации этих материалов, делает их
101
более теплостойкими, позволяет применять самосмазывающиеся
материалы в более нагруженных узлах трения. К числу таких
материалов относится антифрикционный материал АФ-ЗАМ, раз-
работанный Институтом машиноведения и Всесоюзным научпо-
Рис. 44. Температурные зависимости коэффи-
циента трения некоторых самосмазывающихся
материалов на воздухе (---) и в вакууме
(---)в паре со сталью 2X13 (V S, HRC =
=32—35)
1 — АМАН-2 (—О—); 2 — сталь — пористая брон-
за фторопласт-4 + MoS2 (—•—);•! — АФ-ЗАМ
(—А—)
Твердые смазйчныг покрытия, содержащие дисульфид мо-
либдена, разработанные ВНИИ нефтеперерабатывающей промыш-
ленности, приведены в табл. 17. Наряду с большими преимущест-
вами они обладают ограниченным сроком службы, довольно быст-
рым износом с последующим обнажением конструкционного мате-
риала, на который оно нанесено. В то же время применение покры-
тий сохраняет такие ценные конструкционные свойства металлов,
как стойкость к вибрациям, ударам, теплопроводность и т. д.
Поэтому, прежде чем остановиться на выборе конструкционных
материалов пли покрытий, необходимо проанализировать весь
комплекс условий работы узла трения и его ресурс.
Самосмазывающиеся материалы и покрытия за последние годы
находят все более широкое применение в машиностроении как
в Советском Союзе, так и за рубежом [168 —170]. Некоторые само-
смазывающиеся материалы и покрытия, содержащие дисульфид
молибдена и политетрафторэтилен, нашедшие применение в про-
мышленности США, приведены в табл. 18.
102
Технология Поверхность металла очи- щают, обезжиривают, нано- сят пасту тонким слоем щет- кой, кисточкой или шпри- цем из расчета 8—10 а па 1 м2 То же тт S Используется как обыч- ная смазка Подшипники промывают и наносят смазку как обычно; при длительной работе обра- зуется пленка MoS2 о К О
сч ю 2 S3 и с S S © Состав смазки S Минеральное масло; высо- кая концентрация MoS2 fc! Я tc Ct О й. Е Е я с С aS 5 С кость; высокая концентра- ция Кремнпйорганическая жид- кость; графит MoS2, стаби- лизатор Минеральное масло, низкая ИЛТГГГАТТТППЯТТТТСГ МлЧа литпр- вое мыло Кремнпйорганическая жид- кость, кальциевое мыло; низкое содержание MoS»
Рабочая температура, °C S к S’ 5 О £ 1) 5 э о о 3 Я + I- 07 1 С Ct к £ К S S 4 •I с? смазка до 450°) -зо J- +400 —40 4- +110 кратковре- МОТТТУЛ ТТЛ 120° £ О о + + S 1
‘‘.тленных смазок с писуль Область применения Зубчатые передачи, резьбо- вые соединения, пальцы, винты, болты, шарниры (как материал приработки для предотвращения от заедания и схватывания) с г с Ё 0. с с. с с с р 120° более эффективна смаз- ка ВНИИ НП-2232), между прокладками из естествен- ной и искусственной резины Подшипники качения со средними и высокими на- грузками, с малыми, сред- ними и высокими нагрузка- ми, с малыми и средними скоростями (до 150° более эффективна смазка ВНИИ НП-220, до 110° смазка ВНИИ НП-242 1 Шариковые и роликовые подшипники при больших нагрузках Подшипники качения авиа- ционных приборов, радио- оборудования (от —60 до 150° более эффективна смазка ВНИИ НП-220; от —40 до +110° — смазка ВНИИ НП- 242)
Таблица 17 Ассортимент отечс< Смазка ВНИИ ИИ-232 ВТУ 108-61 ВНИИ НП-225 Т512-61 ВНИИ НП-210 ВНИИ НП-242 ВНИИ ПП-214
103
Таблица 17 (продолжение)
104 Смазка Область применения Рабочая температура, °C Состав смазки Технология
ВНИИ НН-220 Шариковые и роликовые подшипники нагруженных электромашин с резиной —60 ч- +150 Нремнийорганическая жид- кость, кальциевое мыло; низкое содержание MoS2 Подшипники промывают и наносят смазку как обычно; при длительной работе об- разуется пленка MoS2
ВНИИ НП-257 Скоростные (до 30 000 об/мин) малогабаритные подшипники качения —50 -ь +150, вакуум до IO-8 мм рт. ст. Нремнийорганическая жид- кость (ФМ 1322/300), диизо- октилсебацинат, комплекс стеаратнитрпт натрия MoS2 То же
ВШШ Ш1-270 Подшипники качения со средними скоростями (1500— 2000 об/мин) —70 > +150 Нремнийорганическая ясид- кость ФМ-6, диизо окти лсе- бацинат, комплекс стеарат- нитрит натрия, MoS2 »
Пластические смазки
ВНИИ НП-226 Подшипники качения —30 Ч- +100 Минеральное масло, бетон Подшипники промывают и наносят смазку как обычно; при длительной работе об- разуется пленка MoS2
ВНИИ HII-262
I Под—ипник качения (до I —30 ч- -4-70
I 16 01*0 об мин) |
I Минеральное масло, кремне- I То же
I гель MoS2
Сухие смазочные материалы
Порошок дисульфида I Для нанесения тонкой (до
молибдена ВТУ 171—64 < 1 ж) пленки; как сырье для
изготовления металлокера-
I мики (В АМН)
—185 4- -j-450 (в вакууме
до 1100°, в среде инерт-
ного газа до 1300°)
Основная фракция 1—7 мк
Обработка в голтовочных
аппаратах
ВШШ IШ-209
ТУ 15-61
Различные узлы трения
скольжения с ограниченным
ресурсом
Твердые смазочные материалы
—60 ч- -1-350 (в вакууме
замкнутого пространства
до 10—9 лм1 рт. ст. до
900°)
MoS2, нремнийорганическая
смола, легколетучий раство-
ритель
Наносят распылением, оку-
нанием или кистью на пред-
варительно обработанную
поверхность, сушат (но ин-
струкции)
Т а и л и ц а 17 (окончание)
I Смазка 1 Область применения Рабочая температура, °C состав смазки Технология
ВНИИ ПИ-213 'ГУ-119-62 То же То же То же То же
ВНИИ НН-212 Различные узлы трения скольжения с ограниченным ресурсом —бе 4- +250 (в вакууме безграничного объема до 10“° мм рт. ст.) MoS2, мочевин о-Форма ль де- гидная смола, легко летучий растворитель Наносят распылением, оку- нанием или кистью на пред- варительно обработанную поверхность, сушат (по ин- струкции)
ВНИИ 1Ш-230 То же —60 4- +300 (в вакууме безграничного объема до 10~э мм рт. ст. и при радиации 10» р) Мой о, эпоксидная смола, смесь легко летучих раство- рителей То же
ВНИИ ПИ-229 ВТУ 140-63 Для различных узлов тре- ния скольжения с отграни- ченным ресурсом, а также для повышения стойкости металлорежущих инструмен- тов —69 ч- +35» MoS2 силикат натрия, вода Наносят распылением, оку- нанием или кистью на пред- варительно обработанную поверхность
Суспензии
ВНИИ НП-243 Цепи, редукторы и т. д. —30 Ч- +200 Синтетическое масло, низ- кая концентрация Обезжиривают
ВНИИ НП-232 (с раз- бавлением до необхо- димой концентрации) То же —зо 4- 4-1оо Минеральное масло; низкая концентрация MoS2 То же
Твердые брикетированные смазки
ВНИИ НП-218 и его модификации различ- ной твердости о ел Режущий инструмент, для хонингования До +400 Связующее вещество; высо- кая концентрация MoS2 О бе з ширивают, натир ают на подогретую поверхность ин- струмента, при хонингова- ппп — взамен абразивного камня
g Таблица 18
° Самосмазывающпеся материалы п покрытия, применяющиеся в промышленности США
Самосмазывающийся материал или покрытие Способ приготовления Основные свойства Применение (детали, узлы, агрегаты)
Порошок дисульфида молибдена Порошок в атмосфере азота подастся с определенной скоростью на тру щиеся поверхности Смазываемость в широком диа- пазоне нагрузок Детали приводов, охладители, резьба
Коллоидный дисульфид молиб- дена Напы лепи? rvIoS2 в атмосфере H>S на поверхность, покрытую MoOj Однородные пленки с высоким теилосопрогивлепием Зубчатые колеса, элементы уп- равления, печи до 425°
Коллоид тетрафторэтилена Распыление из аэрозольного состоя- ния или в виде жидкости со спе- циальным растворителем, который затем удаляется Низкое трение, химически не- активен Плунжеры, конвейеры, торго- вые машины
Порошок тетрафторэтилена — То же Подшипники скольжения
Композиция (MoS3-ф графит-ф 4* силикат натрия) Распыление смеси с последующей сушкой при 85 -- 150° Отсутствие испарения при низ- ких и высоких температурах Трущиеся и вращающиеся дета- ли
Композиция (MoS2 -ф графит + 4- силикат натрия 4- золото) — Износостойкость на воздухе и в вакууме при низких и высоких температурах. Коэффициент тре- ния 0,14—0,045 На воздухе при температурах 20—370°; нагрузка соответствен- но 10 500 210 кГ/слгО В вакууме при температурах —150 до 815°; нагрузка соответственно 10 500 4- ; 2750 кГ/см2
«Hi — Т — Lube» Трехслойное покрытие MoS2 + зо- лото (или серебро) 4- металл Долговечна при 650° (при крат- ковременных работах до 815°) Двигатели, контрольная аппа- ратура самолетов
Плколой (сплавы на основе Ni с добавками WS2, MoS2, CaF2 и BN) Методами порошковой металлургии Высокая прочность (с0—. 703 ч- —-1193 кг/сж8) Уплотнения, трущиеся элемен- ты, подшипники. Область тем- ператур в зависимости от твер- дой смазки (для M0S2 до 260°)
Т а б л и ц а 18 (окоичаппе)
Самосмазывающийся материал или покрытие Способ приготовления Основные свойства Применение (детали, узлы, агрегаты)
Композиция (MeS2 + 14% Ag + +Ю% Си) Спекание Малый износ (на воздухе и в вакууме) Щетки электродвигателей в ва- кууме
Композиция (WSe2 4- серебро 4- 4- политетрафторэтилен) — — Зубчатые колеса, шарикопод- шипники, высокие нагрузки при температурах до 288°
M0S2 с эпоксидным связующим — Пригоден в качестве конструк- ционного материала Сепараторы подшипников в ва- кууме
PbS 4- Moss 1- В2Оз Дисперсия в водном растворе эти- лового спирта с последующей суш- кой при 815° в атмосфере азота ТО И!С Узлы трения, находящиеся под облучением
Композиция M0S2 4" S11S2 То же » Опоры качения
Фенольные и найлоновые пласт- массы с МоS2, поли гетрафторэти- ленов, графитом Конструкционный материал из прессованной порошковой смеси при 182° и 562 кГ/см® в течение 20 мин Малая текучесть в холодном состоянии, высокая прочность; механические свойства зависят от наполнителя Опоры скольжения
r.jaea VI
ФРИКЦИОННАЯ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ
ТОРМОЗНЫХ МАТЕРИАЛОВ
§ 1. ВЫБОР ОПРЕДЕЛЯЮЩИХ ПАРАМЕТРОВ
ПРИ ОЦЕНКЕ ТОРМОЗНЫХ МАТЕРИАЛОВ
НА ТРЕНИЕ И ИЗНОС
Надежность и долговечность узлов трения машин типа тормо-
зов, фрикционов, муфт сцепления в основном определяется свойст-
вами применяемых материалов для пар трения.
При разработке новых тормозных материалов или выборе та-
ких материалов из группы известных большое значение имеет
прадиЖная оценка их в лабораторных условиях. Задача подбора
пары трения осложняется тем, что узлы трения отличаются друг
от друга как по конструкционному оформлению, так и по режимам
работы, в результате чего одна и та же пара трения имеет различ-
ные фрикционные характеристики. Кроме того, как уже отмеча-
лось выше, существующие машины для определения трения и
износа материалов не дают сопоставимых результатов.
Для выбора определяющих параметров при оценке тормозных
материалов на трение и износ, а также для разработки методики
определения фрикционных характеристик таких материалов были
использованы машины И-47 [35] и дисковая машина трения [8].
Выбор машин основан на том, что первая из них позволяет дости-
гать высоких температур, развиваемых при трении, а для дисковой
машины характерны низкие температурные условия в образцах
при аналогичных режимах работы.
Схема и описание машины И-47 (МФТ-1) приведены в главе II.
Для получения данных по износу и коэффициенту трения необхо-
димо на выбранном режиме проводить испытание столько време-
ни, чтобы, во-первых, получить износ материалов, достаточный
для замера, а во-вторых, чтобы испытание проходило в устано-
вившемся тепловом режиме. Тепловой режим в образцах на ма-
шине И-47 устанавливался в течение 2—кмин работы, а в дальней-
шем температура практически не менялась.
За время испытания, равное 15 мин, износ достигал величины,
достаточной для замера на аналитических весах, причем время
работы при установившемся режиме было в пять раз больше вре-
108
мени нестационарного теинового режима; поэтому последним
можно пренебречь.
Нагрузка при приработке должна быть выбрана такой же,
как и при испытаниях (для обеспечения оптимальной шерохова-
тости). Повышение температуры в процессе работы достигается
регулированием скорости скольжения образцов.
В связи с тем, что при трении возникают значительные темпе-
ратуры, к процессу приработки образцов необходимо подходить
Рис. 45. Цхема дисковой мацшны
очень осторожно. Приработка проводилась при скорости враще-
ния образца, обеспечивающей возникновение температуры тре-
ния, не изменяющей свойств материалов пары трения. Для пласт-
массовых тормозных композиции эта температура не превышала
30-:-100°, что соответствует 100 об/мин, для металлов — 150 :
-:200°. Испытания проводились на машине И-47 с Къз = 1; 0,75;
0.5; 0,25. Отношение внутреннего диаметра образца к наружному,
равное 0,7, не вызывало большой разницы в линейных скоростях,
и, следовательно, температура по радиусу образца практически
не изменялась.
Схема дисковой машины, на которой татаке проводились ис-
следования, приведена на рис. 45.
Условия испытания: |
Скорость скольжения при плавном
регулировании, м/сек ..... . 0,08-г-40
Общая нагрузка на образцы, кГ . 0,5ч-1()()
Число одновременно испытываемых
образцов.............. 1 г-6
Коэффициент взаимного перекрытия 0,00'1-г-1
109
Нижний образец 16 в форме кольца пли диска, изготовленный
из любого твердого материала, устанавливают на диск 17, жестко
связанный с валом 6, который приводится во вращение от электро-
двигателя постоянного тока 2 через клиноременную передачу 3.
Применение такого двигателя и трехступенчатых шкивов позво -
ляет создавать широкий диапазон скорости вращения. Скорость
вращения измеряется с помощью тахогенератора 5, посаженного
на валу диска и связанного с гальванометром 19. Число оборотов
диска регистрируется импульсным счетчиком 18 типа СБ-1-М100,.
установленным в одной цепи с источником тока 7 и прерывателем 4.
Верхние пальчиковые образцы 15 крепятся в цанговых зажи-
мах, установленных в планшайбе 14. Планшайба представляет
собой диск диаметром 330 мм, в котором просверлены 24 отверстия
для крепления цанг, причем отверстия выполнены по шесть штук
на каждом из четырех диаметров (D — 75, 150, 225, 300 мм).
Планшайба 14 шарнирно связана со штоком 13, помещенным
в вертикальных направляющих. Такое крепление планшайбы обес-
печивает хорошее прилегание образцов при трении в случае бие-
ния нижнего диска или отклонений пальчиковых образцов по вы-
соте. Применение шарнирной связи обеспечивает равномерное
распределение нагрузки между образцами. Нормальная нагрузка
создается грузами через рычажное приспособление 12.
Гибкой связью 21 планшайба соединена с силоизмерительным
устройством 8, воспринимающим возникающий момент трения при
скольжении образцов.
Силоизмерительное устройство представляет собой балку, за-
щемленную двумя концами и нагруженную в центре сосредоточен-
ным изгибающим моментом. На балку наклеены две пары прово-
лочных датчиков 9, образующих два плеча мостика. Правый верх-
ний и левый нижний (на балочке) датчики образуют одно плечо
мостика, а левый верхний и правый нижний — другое плечо.
Через усилитель 10 датчики подключены к самопишущему галь-
ванометру 11 типа МСЩПр.
Температура трения, развиваемая в процессе скольжения, изме-
ряется термопарой 20 и самопишущим гальванометром. Таким
образом, на одной ленте записывались момент сил трения и тем-
пература трения.
Для замера температуры трения была использована скользя-
щая термопара. Спай хромель-алюмелевой термопары привари-
вали к латунному диску диаметром 3 мм и толщиной 1 мм. Диск
закрепляли на конце текстолитового штока п прижимали к рабо-
чему диску пружиной с усилием в 0,015—^-0,02 кГ. Перед испыта-
нием диск полировали и притирали к рабочему диску для лучшего
прилегания. Термопару с диском, штоком и пружиной помещали
в направляющий цилиндр, установленный в одном из свободных
отверстий планшайбы на том же радиусе трения, что и испытуе-
мые образцы.
НО
Перед испытаниями образцы притирали. Время для испытаний
выбирали исходя из продолжительности работы — до установив-
шегося теплового режима и величины износа материала, достаточ-
ной для замера.
При испытаниях на машине И-47 ступени скоростей скольже-
ния выбирали так, чтобы значения температур, развиваемых при
трении, были около 100° между каждой последующей скоростью.
Для удобства сравнения результатов на дисковой машине были
приняты те же скорости скольжения, что и на машине И-47.
Основными материалами для испытаний были: пластмассовый
прессматериал на каучуковом связующем марки 6КХ-1, как наи-
более распространенный в тормозных узлах и муфтах сцепления;
материал со смоляным связующим ФК-16Л [175], разработанный
ВНИИАТИ совместно с ИМАШ; металлокерамика ФМК-11, полу-
чившая распространение в тяжелонагруженных тормозных узлах.
В качестве материала контртела был использован чугун ЧНМХ,
нашедший широкое распространение в тормозах авиаколес.
Влияние скорости скольжения
Определением влияния скорости скольжения на коэффициент
трения и износ материалов занимались многие исследователи [8,
1, 6]. Большинство исследований проводилось применительно
к металлическим парам, причем почти во всех исследованиях ско-
рость скольжения рассматривалась в комплексе с сопутствующими
факторами, такими, как температура, образование и разрушение
окисных пленок и пр.
Рассматривая трение как процесс передеформирования поверх-
ностных слоев материалов пары, следует ожидать, что увеличе-
ние скорости деформации не вызывает значительных изменении
в сопротивлении деформированию. Так, например, по данным
В. Д. Кузнецова, увеличение скорости деформации в 50 раз при-
водит к росту временного сопротивления олова всего на 60%.
Ио данным [8], увеличение скорости деформации чистого железа
в 1 000 000 раз приводит к росту предела прочности в два раза
при 0° и в четыре раза при 600°. В этих экспериментах скорость
деформации изменялась от 10-8 до 103 см/сек.
Для изучения влияния скорости скольжения на силу трения
и фактическую площадь контакта была разработана и изготовлена
установка [172], позволяющая в процессе скольжения с различ-
ными скоростями и нагрузками регистрировать силу трения, пло-
щадь фактического контакта и температуру, развиваемую при
трении. Площадь фактического контакта измеряли оптическим
методом, используя эффект полного внутреннего отражения, и ре-
гистрировали осциллографом через фотоэлементы, включенные ио
дифференциальной схеме. Естественно, что один из трущихся
111
Рис. 46. Влияние скорости скольжения на силу трения,
площадь фактического контакта и температуру трения.
Пара трения винипласт — стекло
образцов должен быть прозрачным, а второй исключал бы возмож-
ность повреждения поверхности трения прозрачного образца.
Для изучения влияния скорости скольжения применялся об-
разец из стекла, скользящего по диску из винипласта. На рис. 46
приведены графики изменения силы трения F, удельной силы
трения г, фактической площади контакта Лг и температуры тре-
ния й, °C с ростом скорости скольжения. Указанные зависимости
получены при установившихся режимах трения. Как следует из
рис. 46, сила трения с ростом скорости скольжения увеличивается
с 0,34 кГ при 0,1 м/сек до 0,55 кГ при 0,34 м/сек, а затем падает,
достигая 0,39 кГ при 0,7 м/сек, и в дальнейшем практически
не изменяется вплоть до 1,5 м/сек, т. е. сила трения с ростом ско-
рости скольжения переходит через максимум, причем, достигая
определенной скорости, сила трения устанавливается.
Какова причина такого изменения силы трения? Объяснение
легко найти, если рассмотреть изменение площади фактического
контакта и свойств трущегося материала в зависимости от
температуры.
С ростом скорости скольжения в результате взаимодействия
поверхностей температура трения увеличивается. Повышение
температуры термопластичного винипласта приводит к его раз-
мягчению и, следовательно, к увеличению площади фактического
контакта. При возрастании площади контакта на первом этапе
растет и сила трения. В этот период свойства материала изменя-
ются незначительно и это изменение не приводит к сколько-нибудь
заметному падению удельной силы трения. На втором этапе тем-
пература трения достигает значений, вызывающих изменение ме-
ханических свойств материала; сопротивление деформированию
уменьшается, что оказывает влияние на удельную силу трения.
112
В этот период также происходит рост площади фактического кон-
такта, но этот рост не увеличивает силы трения, так как происхо-
дит значительное уменьшение удельной силы трения, вызванное
изменением механических свойств материала.
Таким образом, переход силы трения через максимум объяс-
няется изменением площади фактического контакта и удельной
силы трения, вызванным увеличением температуры трения.
Скорость скольжения, большая, чем 5 м/сек, в на-
шем случае приводит к постоянству температуры, катастрофи-
ческому росту площади фактического контакта л установлению
на определенном уровне силы трения. Это вызывается тем, что
под воздействием температуры трения происходит оплавление
верхних слоев материала и обеспечивается жидкостное трение.
Интересно отметить, что даже при установившемся режиме тре-
ния площадь фактического контакта не остается постоянной. Каж-
дое ее изменение (увеличение или уменьшение) соответствует
изменению силы трения.
Рассмотрим поведение фрикционных материалов (см. рис. 6, а
и б, глава I). Там приведены значения коэффициента трения
материала 6КХ-1 по чугуну ЧНМХ в зависимости от скорости
скольжения. Графики были получены в результате испытаний,
проведенных при удельном давлении 4 и 15 кГ/см2. В первом слу-
чае (кривая 3) коэффициент трения от 0,41 при 0,126 м/сек возрас-
тает до 0,54 при 0,66 м/сек, а затем падает до 0,28 при 2 м/сек и
даже до 0,18 при 2,5 м/сек. Дальнейшее увеличение скорости
скольжения приводит к повышению коэффициента трения до
0,36 при v = 3,5 м/сек.
Увеличение скорости с 0,126 до 3,5 м/сек вызывает изменение
коэффициента трения в три раза. Однако в другом случае (кри-
вая 4 на этом же графике) изменение скорости скольжения с
0,126 до 10 м/сек, т. е. почти в 100 раз, практически не влияет на
коэффициент трения. Он остается в пределах 0,42-г-44. Эти две
характеристики одного и того же фрикционного материала полу-
чены при трении по чугуну ЧНМХ с одинаковым давлением. При
давлении 15 кГ/смй изменение скорости скольжения от 0,126 до
1 м/сек (кривая 2) коэффициент трения падает с 0,58 до 0,15, т. е.
почти в четыре раза. В другом случае (кривая 1) изменение ско-
рости с 0,25 до 3,2 м/сек приводит к незначительному возрастанию
коэффициента трения: от 0,52 до 0,56. Такая разница в значениях
коэффициентов трения пары была получена в результате испыта-
ний на различных машинах трения. В одном случае это была
машина И-47, в другом — дисковая машина.
В чем же заключается причина различного поведения пары
трения при правильных показаниях обеих машин? Ответ на этот
вопрос дает следующее.
Рассмотрим полученные характеристики не в зависимости от
скорости, а от температуры, развиваемой при трении.
5 В. В. Гриб, Г. Е. Лазарев
113
На рис. 6, б приведены графики изменения коэффициента тре-
ния материала 6КХ-1 при трении по чугуну ЧНМХ в зависимости
от температуры трения при 4 и 15 кГ/см2. Кривая 4 на рис. 6, б
показывает изменение/от О и соответствует кривой 4 на рис. 6, а,
а кривая 3 соответствует кривой 1 на рис. б, а.
Как видно из рисунка, две указанные зависимости практиче-
ски совпадают, причем результаты, полученные на машине И-47,
являются продолжением кривой, полученной на дисковой машине.
Такой результат объясняется тем, что при испытании на дисковой
машине вплоть до скорости скольжения 10 м/сек температура тре-
ния не поднималась выше 90°, а на машине И-47 она повысилась
до 400°. Аналогичный результат получен и для р = 15 кГ/см2.
В этом случае температура трения па дисковой машине не превы-
шала 150° (кривая 2 на рис. 6, б), на машине И-47 она изменялась
от 165 до 300° (кривая 7).
Таким образом, влияние скорости скольжения на фрикцион-
ные характеристики материалов тормозных колодок можно рас-
сматривать только в связи с ростом температуры трения. Если
с увеличением скорости скольжения температура, развиваемая
при трении, значительно увеличивается, изменяются и фрикци-
онные характеристики. Если скорость скольжения не повышает
температуры, то и фрикционные свойства практически не изме-
няются, т. е. скорость скольжения влияет на фрикционные свой-
ства тормозных материалов в основном через температуру, раз-
виваемую при трении.
Влияние нагрузки
Как было отмечено в главе II, давление оказывает существен-
ное влияние на фактическую площадь контакта поверхностей и,
следовательно, на фрикционные характеристики пары трения.
Это одна роль нагрузки при трении. Другая связана с изме-
нением свойств материалов с увеличением давления. С этой точки
зрения роль давления была детально изучена [8, 174] на ряде
материалов. Было показано, что с увеличением давления в 40 000
раз сопротивление сразу изменяется в 2-ч-Ю раз. Давления, при-
меняемые в обычных узлах трения, в сотни и даже тысячи раз
меньше, следовательно, и влияние давления с этой точки зрения
пренебрежимо мало. Наиболее часто встречающиеся нагрузки
во фрикционных узлах машин — 1,5 -> 20 кГ/см2.
Рассмотрим влияние нагрузки на коэффициент трения и ин-
тенсивность износа для материала 6КХ-1 при трении по чугуну
ЧНМХ. На рис. 47 приведена зависимость коэффициента трения
для 6КХ-1 при испытании на машине трения И-47 с различными
нагрузками. При малой нагрузке на образцы, равной 4 кГ/см2,
коэффициент трения пары сначала увеличивается с 0,41 при v —
=- 0,126 м/сек до 0,55 при v = 0,63 м/сек, а затем плавно уменьшается
114
до 0,18 при v = 2,5 м/сек. Дальнейшее увеличение скорости
скольжения приводит к росту коэффициента трения до 0,37 при
3,4 м/сек.
С нагрузкой 6 кГ/см2 коэффициент трения при малых скоро-
стях равен 0,47 с последующим переходом через максимум при
скорости 0,4 м/сек. Падение коэффициента трения с ростом ско-
рости при этой нагрузке проходит более интенсивно, причем ми-
нимальное значение коэффициента трения наступает при скорости
2 м/сек.
Рис. 47. Влияние нагрузки на коэффициент
трения парыбКХ-1 по чугуну ЧНМХ при из-
менении скорости скольжения. Цифры у кри-
вых обозначают нагрузку в кГ/см2
Вид зависимости / от и для нагрузки 8 кГ/см2 остается прежним,
но максимум смещается еще более влево, т. е. в сторону меньших
скоростей. Отличительной особенностью обладают результаты
испытаний, приведенные при нагрузках 12, 15, 25 кГ/см2. В этих
экспериментах не наблюдался переход коэффициента трения через
максимум. На первых же ступенях скорости этот показатель умень-
шается и наступает разрушение материала. Так, для нагрузки
15 кГ/см2 / падает с 0,58 при v = 0,126 м/сек до 0,15 при v =
= 1 м/сек. Нагрузка, равная 25 кГ/см2, для этого материала мало
приемлема, так как при скорости 0,25 м/сек материал не только
значительно уменьшает /, но и разрушается.
В процессе опытов регистрировалась температура трения
вблизи контакта. Зависимость коэффициента трения от темпера-
туры при различных нагрузках приведена на рис. 48. Как видно
из графика, значения коэффициента трения для всех применяемых
нагрузок имеют один характер: при малых температурах (100°-г-
-:200°) коэффициент трения увеличивается, а затем падает, дости-
гая минимального значения при 300°; дальнейший рост темпера-
туры вызывает увеличение коэффициента трения. Различие в зна-
5*
115
Рис. 48. Влияние нагрузки на
коэффициент трения пары
6КХ-1 по чугуну ЧНМХ при
изменении температуры трения
чениях коэффициента тре-
ния, полученных при раз-
личных нагрузках, неве-
лико и имеет отклонение
± 10% от средней линии,
приведенной с учетом всех
показаний.
Анализ двух предыду-
щих зависимостей показы-
вает, что на коэффициент
трения основное влияние
оказывает не нагрузка и
не скорость скольжения,
а их «результирующая»
температура.
На рис. 49 приведен график изменения интенсивности износа
материала 6КХ-1 от скорости скольжения, полученной при испы-
таниях с различными нагрузками. Интенсивность износа при
р=4 кГ/см2 с ростом скорости скольжения от 0,126 до 0,88 м/сек
увеличивается с 2 до 7мГ/кГ-км, а затем несколько уменьшается
с ростом скорости и имеет износ 5 мГ/кГ-км при v = 1,8 м/сек.
С этого момента интенсивность износа увеличивается довольно
резко, достигая следующих величин:
Скорость скольжения г, м/сек . . .
Интенсивность износа I, мГ/кГ-км .
2,1
8
2,4
19
2,7
56
Дальнейшее увеличение скорости скольжения при этой на-
грузке приводит к разрушению материала.
Нагрузка, равная 6 кГ/см2, несколько иначе влияет на износ
материала 6КХ-1 по чугуну ЧНМХ. До скорости и = 0,60 м/сек
интенсивность износа находится в пределах 6-=7 мГ/кГ-км, при
увеличении скорости до 1 м/сек износ уменьшается до 5 мГ/кГ -км.
Резкое увеличение износа при 6 кГ/см2 начинается со скорости,
равной 1,3 м/сек, и имеет следующие значения:
Скорость скольжения г, м/сек . . 1,45 1,7 2
Интенсивность износа I, мГ/кГ-км 8 16 40
Выше этой скорости материал начинает разрушаться.
Еще большее увеличение нагрузки (15 кГ/см2) приводит к тому,
что резкое увеличение износа начинается при 1 м/сек, а с р =
= 25 кГ/см2 разрушение материала наступает при 0,4 м/сек.
Ц6
Piic. 49. Влияние нагрузки на интенсивность изно-
са материала 6КХ-1 при трении по чугуну ЧНМХ
при изменении скорости скольжения
Таким образом, чем больше нагрузка на образцы, тем меньше
критическая скорость, при которой начинаются интенсивный износ
материала и его разру-
шение.
На рис. 50 приведена
зависимость интенсивно-
сти износа материала
6КХ-1 при трении по чугу-
ну ЧНМХ от температуры
трения для тех же нагру-
зок. Как видно из графи-
ков, эти зависимости прак-
тически совпадают, обра-
зуя единую зону измене-
ния износаоттемпературы,
несмотря на различные
нагрузки. Очевидно на-
Рис. 50. Влияние нагрузки на
интенсивность износа материа-
ла 6КХ-1 при трении по чугу-
ну ЧНМХ с изменением тем-
пературы трения
Ш
грузка оказывает влияние на интенсивность износа тормозных
материалов только как фактор, влияющий на температуру трения,
т. е. чем больше нагрузка, тем при меньшей скорости мы достигаем
температуру, которая определяет поведение материала при трении.
Аналогичные результаты были получены при трении тормоз-
ных материалов ретинакс на смоляном связующем и на металло-
керамических материалах типа ФМК-11.
Результаты опытов позволяют сделать вывод, что определяю-
щим фактором фрикционных характеристик тормозных материалов
является pv. Однако такой вывод не всегда справедлив. Влияние
Таблица 19
Коэффициент трения и интенсивность износа
Пара трения Режим испытания Фрикционные х арактеристики Темпера- тура тре- ния О, “С Коэффи- циент взаимного перекры- тия Квз
р, кГ/см2 v, м/сек pv f Г, мГ/кГ- ‘КМ
6 КХ 1 по 6 0,88 5,28 0,4 0,5 30 0,033
ЧНМХ 6 0,88 5,28 0,44 5,2 120 0,25
6 0,88 5,28 0,53 9,0 270 0,5
6 0,88 5,28 0,46 11,1 300 0,75
6 0,88 5,28 0,37 15,3 320 1,0
6 КХ-1 по 6 0,25 15 0,43 0,3 25 0,038
ЧНМХ 6 0,25 15 0,27 2,8 45 0,25
6 0,25 15 0,33 1,7 30 0,5
(5 0,25 15 0,35 7,5 90 0,75
б 0,25 15 0,51 3,8 137 1,0
6 КХ-1 по 1,5 0,25 3,75 0,52 0,42 36 0,03
ЧНМХ 1,5 0,25 3,75 0,41 2,5 70 0,25
1,5 0,25 3,75 0,42 3,3 110 0,5
1,5 0,25 3,75 0,51 2,8 135 0,75
1,5 0,25 3,75 0,41 7,6 210 1,0
ФК-16Л по 1,5 0,25 3,75 0,35 9,4 165 1,0
ЧНМХ 1,5 0,25 3,75 0,41 6,4 136 0,75
1,5 0,25 3,75 0,36 6,2 116 0,5
1,5 0,25 3,75 0,27 9 65 0,25
3,0 0,126 3,78 0,45 2,5 175 1,0
2,5 0,126 3,15 0,39 6,6 125 1,0
4 0,88 3,52 0,44 8,1 200 1,0
1,0 0,25 2,5 0,3 0,04 30 0,33
pv будет решающим только в том случае, если все остальные фак
торы останутся неизменными. В табл. 19 приведены значения ко-
эффициента трения и интенсивности износа для случаев, когда
фактор pv оставался постоянным, а изменялся коэффициент вза-
имного перекрытия Лвз. В работе В. С. Щедрова, А. В. Чичи-
надзе и Г. И. Трояновской [176] приводятся данные, показыва-
ющие изменение / и I при постоянном pv. Там же показано, что
при оценке коэффициента трения и относительной износостойкости
материалов коэффициент взаимного перекрытия должен учиты-
ваться наряду с другими определяющими факторами (давлением,
относительной скоростью скольжения и механическими свойст-
вами материалов).
Влияние коэффициента взаимного
перекрытия
Коэффициент взаимного перекрытия Квз — один из важ-
нейших конструкционных факторов, оказывающих большое
влияние на поведение фрикционной пары в узлах трения машин.
Впервые этот коэффициент был отмечен А. В. Чичинадзе [173]
при исследованиях пар трения применительно к тяжелонагру-
женным тормозам. Рассмотрим влияние Квз на фрикционные
свойства тормозных материалов.
На рис. 51 приведен график зависимости коэффициента тре-
ния от коэффициента взаимного перекрытия с изменением ско-
рости скольжения для пары 6КХ-1 по чугуну ЧНМХ. Испыта-
ния проводились на машине И-47 при />=15 кГ/см2. Изменение
Квз достигалось путем изготовления вырезов в пластмассовых
образцах. При Авз = 1 коэффициент трения изменяется от 0,58
до 0,13 с увеличением скорости скольжения от 0,126 до 1,0 м/сек.
При Къз = 0,75 коэффициент трения вначале возрастает с
0,45 до 0,6, а затем снижа-
ется до 0,18, причем мини-
мальное значение получа-
ем при v =1,3 м/сек в
отличие от коэффициента
трения при Квз = 1, где
Рис. 51. Влияние коэффициента
взаимного перекрытия Квз на
коэффициент трения с ростом
скорости скольжения при ис-
тытании на машине И-47-К-54.
Пара трения 6КХ-1 — ЧНМХ.
Цифры у кривых — коэффици-
ент взаимного перекрытия
(XJ; Р = 1,5 кГ/см?
118
119
Рис. 52. Влияние коэффициента вза-
имного перекрытия па коэффициент
трения с изменением температуры
трения. Пара трепня 6КХ-1—ЧНМХ;
р = lj5 кГ/см*
минимальное значение (0,16) по-
лучаем при v= 1 м/сек. С даль-
нейшим увеличением 'скорости
скольжения коэффициент тре-
ния возрастает.
Уменьшение А'вз до 0,5 при-
водит к тому, что максимум v
смещается до 0,66 м/сек, а ми-
нимальное значение Къз полу-
чаем при v — 1,6 м/сек. Дальнейшее уменьшение до 0,26 при-
водит к смещению /тах до 0,7 м/сек, а /тт — до 2,5 м/сек. Резуль-
таты показывают, что с уменьшением значений А'вз пары трепля
падение / наблюдается при более высоких скоростях скольжения.
В чем же причина изменения коэффициента трения, когда
изменяется только А'вз? Ответ легко найти, если выразить изме-
нение / в зависимости от температуры трения (рис. 52). В этом
случае максимальные значения коэффициента трения для всех
значений А'вз находятся в области температур 180-?- 240°, а ми-
нимальные значения при 300—350°.
Значения коэффициента трения с изменением температуры для
разных Л'В1 практически совпадают, образуя единую область
с отклонением от среднего значения на 15—20%.
Анализ зависимостей интенсивности износа от скорости сколь-
жения и температуры для различных коэффициентов взаимного
перекрытия позволяет сделать также вывод о том, что влияние
коэффициента взаимного перекрытия узла трения на интенсивность
износа проявляется главным образом через температуру трения.
Таким образом, на поведение тормозных материалов кроме р
и v оказывает влияние коэффициент взаимного перекрытия, и это
влияние сводится к тому, что с уменьшением А’ва увеличивается
скорость, при которой развивается данная температура, т. е. чем
меньше А’вз, тем меньше номинальная площадь трения, меньше
сила трения и, следовательно, меньше работа трения, определя-
ющая температуру трения.
Аналогичные результаты по влиянию А’вз получены и для дру-
гих материалов: ФК-16Л, ФМК-11.
Уменьшение коэффициента взаимного перекрытия приводит
к тому, что пара трения, во-первых, не изменяет коэффициента
трения до больших скоростей скольжения, во-вторых, износ фрик-
ционного материала уменьшается, а разрушение наступает при
больших скоростях. При выражении зависимости коэффициента
120
трения и интенсивности износа от температуры трения обе указан-
ные величины изменяются с повышением температуры, развива-
емой при трении, независимо от выбранного коэффициента взаим-
ного перекрытия. Изменение Л'в) приводит только к изменению
условий, необходимых для достижения той или иной температуры.
При малом необходима большая скорость (если р — const)
для достижения температуры, соответствующей, например, разру-
шению. АВ1 оказывает большое влияние на фрикционные характе-
ристики пары, что проявляется через характер температурных
полей трущихся тел, так как Квз в значительной мере определяет
поверхностную и объемную температуру, а также температурный
градиент по нормали и поверхности трения [8].
Влияние Къз иллюстрируется результатами опытов на диско-
вой машине при трении трех пальчиковых образцов 1)п = 10 мм
по диску диаметром 225 мм (табл. 20 и 21).
Таблица 20
6КХ-1 по чугуну 4НМХ прп различной нагрузке (н кГ/см”)
v, м/сек 4 6 10
а, °с / I О, °C / I °C / I

0,25 25 0,41 0,9 26 0,43 0,3 31 0,42 1,3
0,88 31 0,41 0,6 31 0,40 0,5 40 0,45 0,6
1,89 40 0,4 0,6 37 0,43 0,4 60 0,46 0,7
3,16 52 0,41 0,5 55 0,42 0,8 110 0,49 0,9
4,43 59 0,41 0,5 68 0,43 1,8 130 0,48 0,9
5,69 82 0,45 0,9 90 0,44 1,2
6,3 94 0,46 0,4 95 0,45 1,2
7,6 110 0,48 1,3
9,5 120 0,43 1,0
11,4 145 0,43 1,1
Изменение скорости скольжения от 0,25 до 11,4 м/сек не при-
водит к существенному изменению коэффициента трения. Так,
для р = 6 кГ/см2 при v = 0,25 м/сек / = 0,43, а при увеличении
скорости до 6,3 м/сек, т. е. в 25 раз, коэффициент трения находится
в пределах 0,41—0,44 (в табл. 20 показан верхний предел).
(Результаты опытов показывают, что изменение скорости сколь-
жения в больших диапазонах на дисковой машине практически
не влияет на фрикционные характеристики нар трения, в то время
как на машине И-47 работоспособность этих пар ограничена. Так,
например, для 6КХ-1 предельная скорость скольжения будет:
V, м/сек . . . 2,4 1,8 1,(5
р, кГ/см- . , , 4 6 10
121
Таблица 21
ФК-lGJI по чугуну ЧНМХ при различной нагрузке (в кГ/<см2)
г, м/сек 4 10
а, °с ! I а, °C f Г
0,25 31 0,3 0,05 32 0,3 0,05
0,88 43 0,32 0,13 36 0,8 0,09
0,89 58 0,35 0,15 59 0,82 0,08
3,16 79 0,31 0,12 79 0,27 0,11
4,43 93 0,32 0,15 108 0,31 0,14
5,69 100 0,33 0,17 115 0,27 0,16
6,3 108 0,32 0,23 135 0,3 0,2
Таким образом, Квв имеет большое влияние как на коэффициент
трения, так и на износостойкость пары трения в тех условиях,
когда изменение Квз приводит к существенным изменениям тем-
пературных условий работы фрикционных пар. Если по условиям
теплоотвода изменение Квз не вызывает появления значительных
температур (для данной пары трения), то Авз практически не вли-
яет на фрикционные характеристики материалов трущейся пары.
Влияние температурных условий
Согласно молекулярно-механической теории трения при отно-
сительном скольжении поверхностей двух тел вследствие дефор-
мирования материалов поверхностных слоев генерируется тепло.
Количество образовавшегося тепла эквивалентно затраченной
работе и распределяется в глубь трущихся тел в зависимости от
их теплофизических свойств, размеров и теплоотдачи.
Как было показано выше, скорость скольжения, нагрузка и
конструкционные особенности узла трения существенно влияют
на фрикционные характеристики трущейся пары, причем это влия-
ние сводится в основном к влиянию температуры, возникающей
при трении. Чем больше скорость скольжения и нагрузка, тем
выше температура, развиваемая при трении, а уменьшение номи-
нальной площади трения при всех остальных постоянных факто-
рах приводит к уменьшению работы трения и, следовательно,
к уменьшению температуры, развиваемой в узле трения.
Температурные условия, возникающие в процессе трения, за-
висят не только от скоростей скольжения, нагрузок и коэффи-
циента взаимного перекрытия, но и от условий теплоотвода. Чем
больше теплоотдача трущихся элементов, тем меньше средняя
поверхностная температура при неизменных остальных факторах.
122
В нашем случае увеличение диаметра диска, т. е. площади тепло-
отдачи, приводит к тому, что температура трения не превышает
200° и, как следствие этого, коэффициент трения пары существен-
но не изменяется и имеет максимальное значение для исследуемых
материалов, износ же их незначителен.
Естественно возникает вопрос, какие пужны лабораторные
машины для того, чтобы получить фрикционные характеристики
пары трения, применимые ко всем существующим группам узлов
трения машин, на каких установках можно получить полную
картину поведения пары трения в широкой области температур.
Оценка фрикционных свойств пар, предназначенных для тяже-
лых условий работы (при температурах трения от 400 до 1000°
и более), может проводиться только на машинах типа И-47 и МФТ-1,
так как других машин и методов для этого не существует.
Применительно к средним режимам работы (от 150 до 400°)
оценка проводится как на машинах И-47 или МФТ-1, так и на
дисковых машинах, но без постороннего подогрева материалов.
Подогрев вызывает образование отрицательного температурного
градиента (обычно подогрев рабочего диска осуществляется с не-
рабочей стороны и в таких случаях результаты определений не
соответствуют действительным как по коэффициенту трения, так
и по интенсивности износа [8]).
Испытания применительно к легким режимам работы (до 100 -е-
- г-150°) проводятся по ГОСТ 1786—57. Вместе с тем такие испытания
могут быть проведены и на машине И-47, но при больших удель-
ных нагрузках возникают значительные температуры, а это не
может удовлетворить исследователей.
Для получения фрикционных характеристик материалов на
машинах И-47 в зоне малых температур необходимо так изменить
теплоотвод, чтобы увеличение скорости скольжения образцов не
вызывало повышения средней поверхностной температуры более
чем на 150°. С этой целью разработана специальная головка для
крепления образца из материала контртела, описание которой
приведено в [38]. Особенностью такой головки является воз-
можность регулирования поверхностной температуры при неиз-
менных р, v, и А'в1.
В табл. 22 приведены данные по испытаниям фрикционных ма-
териалов в условиях, когда температура не превышала 120°.
Результаты испытаний фрикционных материалов, полученные
с использованием охлаждения головки, близки к результатам,
полученным на дисковой машине, где трение пальчиковых образ-
цов осуществляется по массивному диску.
Рассмотрим влияние температуры на свойства некоторых фрик-
ционных материалов. Применяемые в настоящее время фрикцион-
ные прессматериалы — это многокомпонентные материалы, в
состав большинства которых входят: асбест — неорганический
компонент, различные порошкообразные ингредиенты, иногда
123
Таблица 22
Данные испытаний фрикционных материалов
Пара трения v, м/сек °C Испытания на машине И-47 с охлаждением Испытания на дисковой машине
/ Г. мГ/кГ-км / I, мГ/кГ-км
6КХ-1 - ЧНМХ 0,12—2 80—120 0,41—0,48 0,7—4 0,44—0,47 0,44
ФК-16Л — ЧНМХ 0,12—2 80—120 0,32—0,39 0,4—3 0,32—0,39 0,63
ЭСКО Л — ЧНМХ 0,12—2 80—120 0,35—0,42 0,1—2 0,35—0,45 0,35
ФМК-11 — ЧНМХ 0,12—2 80—120 0,5—0,7 75—90 — —
металлические порошки, стружки или проволока и связующее,
причем составные части обладают чрезвычайно разнообразными
свойствами.
Качество материалов зависит от выбранных компонентов, коли-
чественного соотношения их и технологии изготовления фрикцион-
ных изделий [177]. Связующее, предназначенное для соединения
всех компонентов, является одним из основных составных частей
таких материалов, так как его свойствами, способностью удержи-
вать все ингредиенты в едином изделии в большинстве случаев
определяются фрикционные и прочностные характеристики этих
материалов.
Самое широкое применение в качестве связующего получил
каучук, обладающий способностью в вулканизационном состоянии
придавать изделиям удовлетворительные механические свойства и
фрикционные характеристики. Это обстоятельство привело к тому,
что каучук долгое время был незаменим. Типичным материалом
на каучуковом связующем является 6КХ-1.
Однако с развитием техники, когда энергонагруженность фрик-
ционных узлов машин возросла настолько, что в процессе работы
(торможение, включение муфт сцепления и т. и.) на поверхностях
трущихся деталей возникают температуры около 400 700°,
а в некоторых областях техники более 1000°, каучук в качестве
связующего уже перестал удовлетворять всем требованиям. Под
действием тепла, возникающего в процессе трения в зоне темпера-
тур 250-ь-300°, происходит размягчение материала, сопровождаю-
щееся разложением связующего, а это приводит к падению коэф-
фициента трения (см. результаты испытаний материала 6КХ-1).
Как видно из графиков, коэффициент трения материалов на кау-
чуковом связующем падает по мере повышения температуры. Такое
падение коэффициента трения обусловлено размягчением связу-
ющего. При достижении температуры 300° материал дымит, по-
верхность трения чернеет, в местах контакта появляется рыхлый
1124
Т а б л и ц а 23
Разложение высокомолекулярных связующих под действием
температуры
Связующее Разложение (в %) при температуре, ° С
300 400 500 ООО
Каучук натуральный . 3,2 68,8 92,8 .
Каучук СКВ . . 1,6 40,0 96,0 .—-
Смола ФФК-30 — 1,25 12,5 50
мелкий порошок продуктов сгорания связующего. Интенсивность
износа таких материалов с увеличением температуры растет, при-
чем при температурах 350—400° наблюдается катастрофический
износ фрикционного материала (образец загорается и рассыпа-
ется) .
В табл. 23 приведены данные Г. А. Георгиевского 1177] по
разложению высокомолекулярных связующих под действием
температуры; при температуре 400° остается только около 50%
неразложившегося каучукового связующего.
Температура трения вследствие разложения каучукового свя-
зующего вызывает интенсивный износ материалов, поэтому они
имеют чрезвычайно малый срок службы в ряде узлов трения.
В настоящее время нашли широкое применение материалы на смо-
ляном связующем. В этом новом классе материалов температура
перестала быть врагом фрикционных свойств, она стала их союз-
ником. Для стабилизации фрикционных свойств материал должен
пройти предварительную приработку с одновременным воздей-
ствием температуры. Под действием температуры трения в смоля-
ных фрикционных материалах в области 200-:-450е происходит
выделение на поверхность трения жидких фракций (продуктов
деструкции) смолы, что снижает коэффициент трения. Однако
дальнейшее повышение температуры увеличивает коэффициент
трения. В это время в поверхностном слое начинает развиваться
процесс коксообразования. Образуется ячеистый губкообразный
слой, состоящий из ячеек жаропрочного коксового состава, запол-
ненных порошкообразными продуктами износа. В таком состоянии
материала коэффициент трения его стабилизируется (/ — 0,3)
и с дальнейшим увеличением температуры вплоть до 1000° (для
материала ретинакс марки ФК-16Л) существенно не меняется.
Износ в этих условиях не превышает 70 мГ/кГ-км, причем в про-
цессе работы фрикционный слой непрерывно воспроизводится.
125
§ 2. МЕТОДИКА ОЦЕНКИ ТОРМОЗНЫХ МАТЕРИАЛОВ
НА ФРИКЦИОННУЮ ТЕПЛОСТОЙКОСТЬ
В связи с тем, что наибольшее влияние на работу тормозных
материалов оказывают температурные условия работы, а также
то, что температура в различных узлах трения неодинакова и из-
меняется в процессе работы (в период торможения, включения
фрикционов и муфт сцепления, в период пуска машин и их оста-
новки и т. п.), вызывая изменения фрикционных свойств пары
трения, этот параметр был взят как один из основных для созда-
ния методики испытания материалов, предназначенных для узлов
трения машин.
Методика испытания тормозных материалов на фрикционную
теплостойкость дает возможность соблюдения температурного ре-
жима — основного фактора, влияющего на пару трения, в резуль-
тате изменения скорости скольжения и удельного давления (удель-
ное давление выбирается отдельно для каждого конкретного слу-
чая). Методика позволяет оценить изменение коэффициента трения
и интенсивность износа пары трения с изменением температуры
трения и определить предельную температуру, при которой пара
трения становится неработоспособной (когда один или оба мате-
риала пары разрушаются). Испытания материалов на фрикцион-
ную теплостойкость проводятся на машине И-47 (МФТ-1).
Образцы для испытания представляют собой полые цилиндры,
трущиеся по торцу (DH = 28 мм, DBll — 20 мм, h = 15 мм). Не-
большая толщина образца обеспечивает стабильность температуры
по радиусу образца.
Применение цилиндрических образцов, обеспечивающих коэф-
фициент взаимного перекрытия, равного единице, и широкий диа-
пазон скоростей скольжения позволяют в этой методике получать
температуры, аналогичные температурам в узлах трения (от 50
до 1200°). Естественно, что высокие температуры могут возникать
только в случаях, когда материалы трущейся пары не разлагаются
и не разрушаются в таких условиях.
Для оценки фрикционной теплостойкости пары трения в широ-
ком диапазоне температур испытания проводятся последовательно
при разных температурах трения. Изменение температурного ре-
жима при испытании достигается изменением скорости скольже-
ния образцов. На каждой ступени скорости, обеспечивающей опре-
деленные, последовательно увеличивающиеся температуры в об-
разцах, испытания проводятся в течение 15 мин. Стабилизация
температурного режима происходит за первые 2—3 мин', этим
временем можно пренебречь вследствие того, что работа в стацио-
нарных условиях перекрывает его в 5—7 раз. За 15 мин происхо-
дит износ материалов пары трения, достаточный для надежного
замера как на аналитических весах, так и микрометром.
При проведении испытаний применительно к определенному
126
узлу трения устанавливается удельное давление, соответствующее
максимальному давлению в данном узле трения, что обеспечивает
взаимодействие поверхностей трения, характерное для данных
условий работы. Сравнительные испытания различных материалов
проводятся при 15 кГ/см2. Такое давление соответствует давлениям
многих тяжелонагруженных узлов трения.
По результатам испытаний определяется коэффициент трения
и интенсивность износа пары трения в необходимых исследователю
температурных условиях работы, соответствующих режимам
реального узла трения.
Для тормозных материалов в ряде случаев представляется
целесообразным интенсивность износа материала выражать по
потере веса испытуемого образца, отнесенной к работе трения
г _ а9
lw “ FL ’
где Iw — энергетический износ; Аг/ — весовой износ, мг; F —
сила трения, кГ; L — путь трения, км, или по изменению высоты
образца, отнесенному к удельной работе трения,
7 Д/г
I h = —7" ,
" xL
где АЛ — линейный износ, мм; т — удельная сила трения, рав-
ная F/S (F — сила трения, кГ; S — площадь трущейся поверх-
ности образца, см2).
Для опробованных в натуре и находящихся в эксплуатации
конструкциях обычно такие температурные режимы бывают из-
вестны. Проведенные сравнения результатов эксплуатационных
испытаний для ряда узлов и испытаний на машине И-47-К-54
хорошо согласуются. Для вновь проектируемых тормозных и фрик-
ционных узлов или для устройств, в которых существенно изме-
няются режимы работы, тепловые и температурные режимы часто
бывают неизвестны. Поэтому испытания фрикционных пар для
таких устройств необходимо проводить с учетом температурных
условий, полученных расчетным путем. Для этого можно восполь-
зоваться аналитическими выражениями, полученными отечествен-
ными и зарубежными исследователями [179, 180, 181, 182]. По
указанным формулам определяются средние температуры трения,
а также температуры в объеме элементов пары трения.
Проведение испытаний тормозных материалов с постепенно
возрастающим режимом трения вплоть до разрушения одного из
материалов позволяет, с одной стороны, проследить поведение
пары по мере возрастания температуры, т. е. расчленить процессы,
протекающие в материалах за время одного торможения на состав-
ные части, а во-вторых, определить предельно допустимые усло-
вия работы пары.
127
Рис. 53. Изменение коэффициента трения различных
материалов в зависимости от температуры трения
Рис. 54. Изменение интенсивности износа различ-
ных материалов в зависимости от температуры тре-
ния
[Кроме того, после каждого режима можно проводить анализ
поверхности трения (наличие намазывания, схватывания, измене-
ние шероховатости и т. п.) и производить микроструктурный ^ана-
лиз поверхностных слоев материалов, что весьма важно при раз-
работке и подборе материалов пар трения.
Кроме испытаний материалов с целью разработки новых ре-
цептур и подбора пар трения для различных узлов, а также для
128
выяснения предельных условий работоспособности материалов
методикой предусматривается проведение приемо-сдаточных испы-
таний. Приемо-сдаточные испытания проводятся заводами-изго-
товителями и потребителями материалов, принятых к серийному
производству. Приемо-сдаточные испытания по согласию постав-
щика с потребителем могут проводиться по ускоренной методике.
По этой методике машины для осмотра и замера испытуемых об-
разцов после каждой ступени скорости не останавливаются. Оцен-
ка материала проводится по коэффициенту трения при различных
температурных условиях и по общему износу за весь цикл испыта-
ний, отнесенному к суммарной работе трения данного цикла испы-
таний.
Для примера на рис. 53 и 54 приведены результаты испытаний
на фрикционную теплостойкость различных пар трения.
§ 3. СОПОСТАВЛЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЛАБОРАТОРНЫХ
ИСПЫТАНИИ С ЭКСПЛУАТАЦИОННЫМИ
Сопоставление результатов лабораторных испытаний с эксплу-
атационными может быть проведено либо по характеру протека-
ющих процессов (те же температуры, взаимодействие), либо по
количественным результатам (по величинам / и /). В нашем
случае в процессе испытания могут быть достигнуты необходимые
температурные условия работы, определяющие поведение материа-
лов, следовательно, количественные значения получаемых вели-
чин должны быть близки к эксплуатационным как по коэффици-
енту трения, так и по интенсивности износа.
В стационарных температурных режимах градиент температур
меньше, чем в нестационарных [176], поэтому величина коэффи-
циента трения при испытаниях по данной методике несколько
ниже, а износ несколько выше, чем при эксплуатационных усло-
виях с нестационарным тепловым режимом.
Сопоставление результатов необходимо проводить следующим
образом. В эксплуатационных условиях (в тормозах, фрикционах,
муфтах сцепления и т. д.) легко замерить температуру, возника-
ющую в процессе работы фрикционной пары. Температура обычно
замеряется либо скользящей термопарой, либо термопарой, заде-
ланной на некоторой глубине от поверхности трения во фрикци-
онном материале или в контртеле с последующим пересчетом на
поверхностную.
Зная температуру в зоне трения в эксплуатационных условиях,
по графикам коэффициент трения — температура и интенсивность
износа — температура, полученным в лабораторных условиях,
определяют коэффициент трения и интенсивность износа пары
трения в данных условиях работы. Например, при работе тормоза
буровой лебедки, оборудованной колодками из материала 6КХ-1
и ФК-24А (трест «Орджоникидзенефть», г. Ваку), проводился
129
замер износа фрикционного материала и температуры. Бурение вели
5"
бурильными трубами 6g- на глубине 1650—1750 м. По данным
испытаний [1781/износ, равный 106 200 мГ, был зафиксирован при
работе торможения 599 510 кГ-км. При этом температура тормоз-
ного обода достигала 500°.
Интенсивность износа материала 6КХ-1 на буровой составила
7 = 59951СГ= 177 ^/кГ-кч.
Согласно лабораторным испытаниям в этих условиях интенсивность
износа материала 6КХ-1 равна 200 мГ/кГ-км, т. е. значение ее
близко к величине, полученной в эксплуатации.
На этой же буровой материал ретинакс марки ФК-24А показал
износ
I = = 26,8 мГ/кГ-км (й = 620°)
в лабораторных условиях он составляет около 30 мГ[кГ-км.
Долговечность узла трения может быть рассчитана, если про-
извести оценку интенсивности износа материала в лабораторных
условиях по формуле
Д Г ’
тр W
где Аа — номинальная площадь контакта колодки (накладки);
hq — допустимый износ колодки (накладки);
тп — число колодок (накладок);
Атр — работа, поглощаемая узлом трения за одну операцию
(одно торможение, одно включение муфты и т. п.);
1Ю — интенсивность износа фрикционного материала, получен-
ная в лабораторных условиях.
Следовательно, число включений фрикционного узла, которое
может быть проведено до полного износа материала, определяется
отношением ресурса материала к работе трения за одну операцию
и интенсивности износа этого материала.
Для примера приведем расчет числа спуско-подъемных опе-
раций на буровой, когда тормоз оборудован колодками из мате-
риала ретинакс марки ФК-24А и из материала 6КХ-1 при глубине
бурения около 2000 м.
Исходя из условий крепления колодок к лентам, ресурс мате-
риала (количество материала колодок, которое может быть изно-
шено в процессе работы тормоза) составляет, по данным Г. М.
Шахмалиева [178], 45,5-10е мГ.
Работа трения за одну спуско-подъемную операцию равна
75,6 -103 кГ-км,
130
Интенсивность износа материала ФК-24А 30 мГ/кГ-км. Число
спуско-подъемных операций в этих условиях будет
_ 45,5-10е _
11 75,6-ЮЗ-ЗО
т. е. буровая лебедка может работать без смены колодок в течение
20 операций. Интенсивность износа материала 6КХ-1 составляет
200 мГ/кГ-км, ресурс материала колодок — 42,4-106 мГ. Число
спуско-подъемных операций в этих условиях будет
42,4-10“ „
75,6-103-200 Z> ’
т. е. буровая лебедка, тормоз которой оборудован колодками из
материала 6КХ-1, может работать до смены тормозных лент около
трех операций.
По данным Шахмалиева [178], полученным непосредственно
в эксплуатационных условиях, тормозные колодки из материала
ретинакс работают 20 операций, а 6КХ-1 — три операции, т. е.
расчет согласуется с эксплуатационными результатами.
ЛИТЕРАТУРА
1. А. К. Зайцев. Методика лабораторного испытания материалов на износ
(методы и машины).— Сб. «Трение и износ в машина»), т. I. М., Изд-во
АН СССР, 1939, стр. 310-327.
2. М. М. Хрущев. Основные положения к методам испытания на изнаши-
вание.— Труды Всес. конф, по трению и износу в машинах, т. I. М.,
Изд-во АН СССР, 1938.
3. И. В. Крагелъский, В. В. Гриб. Метод оценки и установка для испытания
материалов пар трения в высоком вакууме.— Заводская лаборатория,
1965, № 2.
4. А. С. Ахматов. Молекулярная физика граничного трения. М., Физмат-
гиз, 1963.
5. А. К. Зайцев. Основы учения о трении, износе и смазке машин. М., Маш-
гиз, 1947.
6. Б. И. Костецкий. Основные вопросы теории трения и изнашивания ма-
шин. М., Машгиз, 1955.
7. И. В. Крагелъский, В. С. Щедрое. Развитие науки о трении. М., Изд-во
АН СССР, 1956.
8. И. В. Крагелъский. Трение и износ. М., Машгиз, 1962.
9. В. Д. Кузнецов. Физика твердого тела, т. IV. Томск, Полиграфиздат,
1947.
10. Н. Б. Демкин. Фактическая площадь касания твердых поверхностей.
М„ Изд-во АН СССР, 1962.
11. Е. М. Швецова, И. В. Крагелъский. Классификация видов разрушения
поверхностей деталей машин в условиях сухого и граничного трения.—
Сб. «Трение и износ в машинах», т. VIII. М., Изд-во АН СССР, 1953.
12. И. В. Крагелъский, Н. М. Шраго. Метод оценки тангенциальной проч-
ности адгезионного шва, возникающего при трении.— Сб. «Теория тре-
ния и износа». М., изд-во «Наука», 1965, стр. 324—326.
13. И. В. Крагелъский. Молекулярно-механическая теория трения.— Сб.
«Трение и износ в машинах», т. I. М,— Л., Изд-во АН СССР, 1947.
14. И. В. Крагелъский, Н. М. Михин. О влиянии природы твердых тел на
внешнее трение и о соотношении между адгезионной и объемной состав-
ляющими.— Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Наука», 1965,
стр. 30—34.
15. Б. А. Друянов. О движении цилиндрического индентора по поверхности
полупространства.—Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Наука»,
1965, стр. 62—67.
16. И. В. Крагелъский, Е. Ф. Непомнящий. Об усталостном механизме из-
носа при упругом контакте.— Изв. АН СССР, ОТН, Механика и маши-
ностроение, 1963, № 5.
17. И. В. Крагелъский, Е. Ф. Непомнящий. О связи износа со свойствами ма-
териалов и внешними условиями. Материалы к Всес. конф, по повыше-
нию надежности и долговечности машин, оборудования и приборов,
т. 2. М., 1965.
18. С. В. Серенсен. Справочник машиностроителя, т. 3. М., Машгиз, 1963.
19. L. Г. Coffin, J. F. Jr. Tavarnelly. A compilation and interpretation of
cyclic strane fatique tests on metals.— Trans. Amer. Soc. Metals, 1959,
51, p. 438—450.
132
20. Г- М. Харач. Исследование изнашивания поверхностей трения в условиях
пластического контакта. Дисс. М., 1965.
21. М. М. Саверин. Контактная прочность материала в условиях одновре-
менного действия нормальной и касательной нагрузок. М.— Л., Маш-
гиз, 1946.
22. Е. Ф. Непомнящий. Исследование усталостного износа в условиях упру-
гого контакта при скольжении. Дисс. М., 1964.
23. F. Р. Bowden, D. Tabor. The friction and lubrication of solids. Oxfora,
p. I, 1950; p. II, 1964.
24. Ч M. Любарский. Повышение износоустойчивости тяжелонагруженных
шестерен. Динамика структурных и фазовых превращений при тяжелых
условиях работы. М., изд-во «Машиностроение», 1965.
25. Н. С. Уэлш. Нагрев при трении и его влияние на износ стали.— Маши-
ностроение за рубежом, № 10. ИЛ, 1958, стр. 75—91.
26. А. М. Зуев. О природе температурного максимума коэффициента сухого
трения металлов и сплавов в воздухе. Физика.— Изв. вузов, 1960, № 2,
стр. 217—226.
27. Г. А. Георгиевский. Влияние различных ингредиентов на фрикционные
свойства пластмасс.— Сб. «Трение и износ в машинах», т. XVI. М.,
Изд-во АН СССР, 1962.
28. И. В. Крагелъский, Б. В. Дерягин. О зависимости сухого трения от на-
грузки и шероховатости.— Сб. «Трение и износ в машинах», т. I. М.— Л.,
Изд-во АН СССР, 1947.
29. Г. 11. Епифанов. Зависимость силы трения от нормальной нагрузки.—
Сб. «Сухое трение». Рига. Изд-во АН Лат. ССР, 1961.
30. J. F. Archard. The temperature of rubbing surfaces.— Wear, 2, N 6, Oct.
1959.
31. Г. M. Бартенев, A. II. Елькин. Фрикционные свойства каучукоподоб-
ных полимеров при низких температурах.— Докл. АН СССР, 1963,
151, № 2, стр. 320.
32. В. В. Гриб. Фрикционная теплостойкость самосмазывающихся материа-
лов, предназначенных для работы в вакууме. Дисс. М., 1966.
33. Г. Е. Лазарев. Методика испытания фрикционных материалов на трение
и износ. Дисс., М., 1963.
34. А. В. Чичинадзе. Расчет и исследование внешнего трения при торможении.
М., изд-во «Наука», 1967.
35. Г. Е. Лазарев. Новая машина для испытания фрикционных материалов.
«Приборы и стенды». Тема № 17-56-496. М., Филиал ВИНИТИ АН
СССР, 1956.
36. II. В. Крагелъский, А. В. Чичинадзе. Методика испытаний фрикционных
материалов на новой машине трения И-47 ИМАШ АН СССР.— Завод-
ская лаборатория, 1954, № 5.
37. А. В. Чичинадзе, Г. II. Трояновская. Температурное поле, коэффициент
трения и износ фрикционных пар. М., 1957.
38. С. Ш. Рыбалов. Машина с терморегулированием для исследования трения
и износа резины по металлической поверхности.— Сб. «Теория трения
и износа». М., изд-во «Наука», 1965, стр. 302—306.
39. Б. В. Дерягин, Н. А. Кротова. Адгезия. Л., Изд-во АН СССР, 1949.
40. Л. В. Коффин. Исследование трения металлов в различных средах. Сбор-
ник переводов и обзоров иностранной периодической литературы. М.,
ВИНИТИ, 1956.
41. Е. S. Macklin. J. Appl. Phys., 25, N 5, 1954.
42. И. В. Крагелъский. Внешнее трение — друг-враг техники.— «Наука и
человечество». М., изд-во «Знание», 1966, стр. 354—367.
43. В. А. Киреев. Курс физической химии. М., Госхимиздат, 1955.
44. Е. Babinowicz. Friction and wear of materials. John Willey and Sons,
Inc. N. Y.— London — Sydney, 1964.
45. M. E. Sikorski. Correlation of the coefficient of adhesion with various
133
physical and mechanical properties of metals.— Trans. ASME 1963, 85,
Ser. D, p. 279—285.
46. В. II. Лихтман, П. А. Ребиндер. Физико-химическая механика металлов.
Адсорбционные явления в процессах деформирования и разрушения
металлов. М., Изд-во АН СССР, 4962.
47. И. В. Крагельский, Г. М. Харач, Г. И. Трояновская, Г. А. Георгиев-
ский, Е. Ф. Непомнящий, В. В. Гриб. О возможности расчета характе-
ристик фрикционной теплостойкости.— Механика полимеров, 1967,
№ 3, стр. 524—532.
48. W. Т. Findley. ASTM Proc., 1945, 45, р. 878.
49. Г. М. Харач. Новый прибор и методика определения усталостных ха-
рактеристик поверхностных слоев материалов при трении.— Сб. «Трение
твердых тел». М., изд-во «Наука», 1964, стр. 120—124 .
50. Н. П. Аллен, И. Дж. Форрей. — Сб. «Усталость металлов». М., ИЛ,
1961.
51. В. Э. Вайнштейн, О. А. Сучкова, В. А. Мемелов. Влияние условий тре-
ния на фрикционные характеристики дисульфида молибдена.— Маши-
новедение, 1965, № 4, стр. 108—114.
52. J. К. Lancaster. Lubrication by transferred films of solid lubricants.
ASLE Preprint, Lubricat. Conf., 13—16 Oct. 1964.
53. Salomon J. H. Zaat. Mechano-chemical factors in МоБг-Шт Lubri-
cation.— Wear. 1964, 7, p. 87—101.
54. F. P. Bowden. Proc. Roy. Soc. London A, 1939, 172, p. 263.
55. F. P. Bowden. J. E. Young. Friction and adhesion of clean metals.—
Nature 1949, 164, p. 1089—1090.
56. F. P. Bowden, J. E. Young. Friction of clean metals and the influence of
absorbed films.— Proc. Roy. Soc. London A, 1951, 208, p. 311—325.
57. F. P. Bowden, G. IF. Rowe. The adhesion of clean metals.— Proc. Roy.
Soc. London A, 1956, 233, N 1195, p. 429—442.
58. F. P. Bowden, A. E. Hanwell. Friction and wear of diamond in high
vacuum. — Wear, 1964, 201, N 4926, March 28.
59. G. W. Rowe. Vapor lubrication and the friction of clean surfaces. Proc.
Conf. Lubrication and Wear. London, 1957, p. 333—338.
60. P. J. Bryant. Cohesion’ of clean surfaces and the effect of absorbed gases.
Trans. 9-th vacuum symposium, 1962.
61. L. F. Coffin. A study of the sliding of metals with particular reference at
atmosphere.— Lubricat. Engng., 1956, 12, 50—58.
62. W. Hirst, J. K. Luncaster. Surface film formation and metallic wear.—
J. of Appl. Phys. 1956, 27, N 9, p. 1057—1065.
63. W. Hirst, J. K. Luncaster. The influence of oxide and lubricant films on
the friction and surface damage of metals.— Proc. Roy. Soc., 1954, 223,
N 1153—1154, p. 324—338.
64. J. S. Farlane, D. Tabor. Adhesion of solids and the effect of surface films.—
Proc. Roy; Soc. London A, 1950, 202, p. 1068—1069.
65. K. Dies. Ober vorgange beim Verschleib bei rein gleitenber und trockener
Reibung. Aus Reibung und Verschleib, Vor. der VDI-Verscheibtagung.
Stattgart, 1938; VDI-Verlag, Berlin, 1939, N 7.
66. D. H. Buckley, M. Swikert, R. L. Johnson. Friction, wear and evapora-
tion rates of various materials in vacuum to 10-7 mm. Hg.— ASLE Trans.,
1962, 5, N 1, p. 8—23.
67. C. S. Reichenbach, R. S. Show, R. G. Foster. Lubricant behavior in high
vacuum.— ASLE Trans., 1964, 7, N 1, p. 82—90.
68. How metals react in space.— Steel, 1962, 2 Oct., 149, N 14, p. 58—59.
69. Б. И. Ностецкий, И. Г. Hосовский, Л. В. Никитин, О роли кислорода
при трепни скольжения.— Машиноведение. № 6, стр. 96—103.
70. J. L. Ham. Mechanism of surface removal from metals in space.— Aero-
space Engng, 1961, 20, N 5, p. 20—21, 49—52, 54.
134
71. ft. IK. Roberts. Generation of clean surfaces in high vacuum.— Grit. J.
Appl. Phys., 1963, 14, N 9, p. 537—543.
72. С. Дэшман. Научные основы вакуумной техники. Пер. с англ. Под род.
М. II. Меньшикова. М., ИЛ. 1964.
73. Ф. А. Санталов. Исследование магниевых сплавов из цинка и латуни.—
Физика металлов и металловедение, 1956, 3, стр. 247—253; IF. Н. С а-
1 и е г. Materials researen and standarts, 1962, 2, N 8, p. 656—660.
74. В. Гейне. Введение в вакуумную технику. М.— Л., ИЛ, 1960.
75. О. Кубашевский, Э. Эванс. Термохимия в металлургии. М., ИЛ, 1954.
76. О. А. Есин, П. В. Гелъд. Физическая химия пирометаллургических про-
цессов, ч. I. 1962.
77. Поль. Коэффициенты испарения вещества с жидких или твердых поверх-
ностей в условиях высокого разрежения,— Ракетная техника, 1962,
19.
78. R. D. Brown, R. A. Burton, Р. М. Ku. Long-duration lubrication studies
in simulated space vacuum.— ASLE Trans., 1964, 7, p, 236—248.
79. E. E. Brueschke, B. Eckman. Device for the measurement of friction.
Friction at ultrahigh vacuum.— Rev. Sci. Instr., 1963, 34, N 9, p. 978—
980.
80. Г. А. Тягунов. Основы расчета вакуумных систем. М.— Л., Госэнерго-
издат, 1948.
81. Н. Ф. Казаков. Диффузионная сварка в вакууме металлов, сплавов и
неметаллов. М., 1962.
82. А. J. Haltner. An evaluation of the role of vapor lubrication mechanisms
in M0S2. Mechanisms of solid friction. Ed. P. I. Bryant, M. Lavik, G. Sa-
lomon. Amsterdam—London — N. Y. 1964, p. 102—117.
83. В. В. Гриб. Унифицированная методика оценки фрикционной тепло-
стойкости материалов пар трения в вакууме.— Сб. «Повышение износо-
стойкости и срока службы машин», т. III. Киев, 1966. стр. 161—167.
84. L. A. Sigel. How to minimine evaporation losses in high vacuum environ-
ments.— Mach. Desing.. 1963, 35, N 8, p. 162—171.
85. I. C. Fisher, C. G. Dunn. Surface and interfacial tensions of single — pha-
se solids. J. Willey and sons Inc. N. Y., 1952, p. 317—351.
86. H. Грасси. Химия процессов деструкции полимеров. М., ИЛ, 1959.
87. М. М. Fulk, R. S. Horr. Sublimation of some polymeric materials in
vacuum. Trans. 9-th vacuum symposium, 1962.
88. Джафф, Риттенхауз. Поведение материалов в космических условиях.—
Ракетная техника, 1962, 32, № 3.
89. G. F. Vanderschmidt, J. С. Simons. Materials sublimation and surface ef-
fects in high vacuum. Surface effects on spacecraft materials. First sympo-
sium. Ed. F. J. Clauss. California, may 1959, p. 247—262.
90. L. D. Jaffe, J. B. Rittenhouse. How materials behave in space. Mater.
Design. Engng., 1962, 56, N 3, p. 97—104.
91. S. L. Madorsky. Rates of thermal degradation of polystyrene and polyet-
hylene in a vacuum.— J. Polymer. Sci., 1952, 8, p. 133.
92. S. L. Madorsky. Thermal degradation of polymers of high temperatures.—
J. Res. Nat. Bur. standards, 1953, 51, p. 327—333; 1954, 53, p. 301-—310,
1955, 55, p. 223—230; 1959, 63A, p. 261—268; 1960, 64A, p. 513—514.
93. G. F. Matacek. Vacuum volatility of organic coatings. Surface effects ou
spacecraft materials. First Symposium. Ed. F. J. Clauss. California, May,
1959, p. 263—285.
94. M. R. Adder. Effects of high vacuum on mechanical properties. Surface
effects on spacecraft materials. First symposium. Ed. F. J. Clauss. Califor-
nia, 1959. May, p. 286—306.
95. A. A. Griffith. Phys. Trans. Roy. Soc. London A, 1920, 221, p. 163.
96. E. Orowan. Nature, 1944, Sept. 9, 154, p. 341.
97. TV. J. Wadsworth, J. Hutchings. Phil, Mag. 1958, October, ser. 8, 3, N 34,
p. 1154,
135
98. R. P. Felgar. Development of an apparatus for fatique testing in vacuum
Experimental mechanics, 1963, Nov., 3, p. 11.
99. Поведение материалов в космосе,—Электроника (Пер. с англ.), 1962,
№ 46, стр. 40—41.
100. Effect of vacuum on metal fatique strength.— Chem. and Eng. News,
1962, 42, N 40, p. 62; Vacuum, 1962, 12, N 6, p. 332.
101. Ракетная техника, 1962, 6, стр. 25 (обзор).
102. National symposium on vacuum technology. N. Y., 1959, p. 48.
103. Surface effects on spacecraft materials. First Symposium. Ed F. J. Clauss.
California. 1959, May, N. Y., 1960.
104. P. E. Shaw, E. IV. Leavey. On the friction of dry solids in vacuo. — Phyl.
Mag., 1930, 10, p. 809.
105. В. И. Раков. P. И. Соколова.— ЖТФ, 1939, 9, № 9, стр. 786—789.
106. F. Р. Bowden, Т. Р. Hughes. The friction of clean metals and the influence
absorbed bases.— Proc. Roy. Soc. London A, 1939, 172, p. 263—269.
107. R. H. Savage. J. Appl. Phys. 1948, 19, N 1.
108. D. G. Flora. Rev. Sci. Instr., 1955, 26, N 1.
109. V. R. Johnson, G. W. Naughn, M. T. Lavik. Rev. Sci. Instr., 1956, 27, p. 611.
110. R. H. Savage, D. L. Schaefer. J. Appl. Phys., 1956, 27, N 2, p. 136.
111. F. R. Johnson. Investigation of the mechanism of M0S2 lubrication in
vacuum.— J. Appl. Phys., 1956, 27, N 10, p. 1173.
112. M. T. Zavik, G. E. Gross, G. W. Vaughn. Lubricat. Engng,
1959, 155, p. 246.
113. D. H. Buckley, R. L. Johnson. Influence of crystal structure on friction
characteristcis of rare-earth and related metals in vacuum to 10~10 mm.
Hg. ASLE. Paper, N 64, LC-26.
114. E. E. Brueschke. Inclined-plane apparatus for Friction studies an ultra-
high vacuum.— J. Sci. Instr., 1963, 40, N 3, 125—126.
115. D. J. Boes, P. H. Bowen. Friction-wear characteristics of self-lubricating
composites developed for vacuum service.— ASLE Trans., 1963, 6, N 3,
p. 192—200.
116. C. S. Reichenbach, R. S. Show, R. G. Foster. Lubricant behavior in
high vacuum.— ASLE Trans., 1964, 7, N 1, p. 82—90.
117. B. L. Mardike. The Frictional properties of carbides and borids at high
temperatures.— Wear, 1960, N 3, p. 374, 387.
118. D. M. Winslow, D. Horwitz, D. V. Me. Jutyre. Adhesion and cohesion
of metals in the space environment, lubrication.— Engng., 1966, v.
22, N 6, p. 228—233.
119. R. Westmoreland, L. D. Read. Vacuum-festing bearing without contami-
nation.— Space Aeronautics, 1962, June, N 37, 175—177.
120. M. Г. Лозинский. Высокотемпературная металлография. M., Машгиз,
1956.
121. А. П. Семенов, В. В. Поздняков. Методика исследования трения и адге-
зионного взаимодействия тугоплавких материалов при температурах
до 2000° С.— Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Наука», 1965,
стр. 232—236.
122. Н. Л. Голеео. Схватывание в машинах и методы его устранения. Киев,
изд-во «Техника», 1966.
123. И. В. Карепова, В. А. Мустафаев. Трибометры для исследования из-
носа и трения пластиков и металлов в широком диапазоне скоростей
скольжения и температур в различных газовых средах и в вакууме,—
£Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Паука», 1965, стр. 293—297.
124. В. В. Ламвская, Р. М. Матвеевский. Методика исследования антифрик-
ционных свойств твердых смазок при высоких температурах в вакууме
и инертном газе.— Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Наука»,
1965, стр. 312—316.
125. А. И. Елькин. Передовой научно-технический опыт. Методы и приборы
тензометрии. Тензодатчики сопротивления, вып, 1, № 18-64-332/8,
136
126. Б. И. Королев. Основы вакуумном техники. М.— Л., изд-во «Энергия»,
1964.
127. А. В. Балицкий. Технология изготовления вакуумной аппаратуры.
М.— Л., изд-во «Энергия», 1966.
128. Б. С. Данилин. Конструкции вакуумных систем. М,— Л., изд-во «Энер-
гия», 1959.
129. Вакуумное оборудование и вакуумная техника. Пер. с англ. Под ред.
А. Путри и Р. Уокерминга. М., ИЛ, 1951.
130. Современная вакуумная техника.— Сборник статей. Пер. с англ. Под
ред. Н. В. Черепнина. М., ИЛ, 1963.
131. М. И. Меньшиков. Развитие техники получения вакуума.— Приборы
и техника эксперимента (ПТЭ), 1959, № 4.
132. А. М. Григорьев. Манометры для измерения сверхвысокого вакуума.—
ПТЭ, 1959, № 6.
133. Л. Пасты. Измерение сверхвысокого вакуума (обзор).— ПТЭ, 1959,
№ 6.
134. Р. Яккель. Получение и измерение вакуума. Пер. с нем. М., ИЛ, 1952.
135. В. А. Л анис, Л. Е. Левина. Практические основы техники вакуумных
испытаний. М.— Л., Госэнергоиздат, 1963.
136. Э. Тренделенбург. Сверхвысокий вакуум. Пер. с нем. Под ред.
М. И. Меньшикова. М., изд-во «Мир», 1966.
137. Краткий каталог вакуумного оборудования и комплектующих изделий.
Казань, изд-во «Татполиграф», 1962.
138. Каталог вакуумного оборудования и измерительных приборов. (Раз-
работан Центральным конструкторским бюро вакуумной техники). Ка-
зань, 1965.
139. М. Л. Алагикевич, В. И. Мириманова. Получение вакуума 10~э мм
рт. ст. пароструйными насосами с полифениловым эфиром без вымора-
живающих ловушек.— ПТЭ, 1966, № 6, стр. 257—160.
140. I. Hangevoss, IF. К. Huber. Vacuum, 1963, 13, 1.
141. Н. В. Черепнин. Вакуумные свойства материалов для электронных при-
боров. М., изд-во «Советское радио», 1966.
142. В. Эспе. Металлы и материалы с металлической проводимостью, т. 1.
Пер. с нем. М.— Л., ИЛ, 1962.
143. В. Эспе. Технология электровакуумных материалов, т. II. Пер. с нем.
М,— Л., ИЛ, 1962.
144. IF. Courtney, I. Lavelle, R. Britton, S. D e n h о 1 m. Sealing techniques
for rotation in vacuum.—Astron, and Aeronautics, 1964, 2, N 2, p. 40—44.
145. H. П. Глуханов, Л. Б. Гамбург. Экранированные магнитные муфты.
Труды Научно иссл. ин-та токов высокой частоты имени проф. В. П. Во-
логдина, вып. 4. Л., 1963, стр. 114—120.
146. Е. Е. Brueschke. Ultra-high vacuum seal for space simulation.— Rev.
Sci. Instr., 1961, June, 32, N 6, p. 126.
147. A. M. Туричин. Электрические измерения пеэлектрических величин.
М.— Л., Госэнергоиздат, 1954.
148. Н. П. Раевский. Датчики механических параметров машин. М., Изд-во
АН СССР, 1959.
149. А. И. Акишин, Г. И. Трояновская, Л. Н. Исаев, Л. М. Сергеева,
М. Г. Андреева, Е.А. Марченко, Н. М. Алексеев. Поведение пар трения
и некоторых самосмазывающихся материалов в вакууме при ионной бом-
бардировке.— Сб. «Теория трения и износа». М., изд-во «Наука», 1965,
стр. 285--289.
150. В. В. Гриб. Метод оценки фрикционных свойств материалов пар трения
и установка для испытаний в высоком вакууме.— Сб. «Теория трения
и износа». М„ изд-во «Наука», 1965, стр. 281— 284.
151. И. В. Крагельский, В. В. Гриб. Оценка фрикционных свойств полимер-
ных материалов путем снятия кривых фрикционной теплостойкости. -
137
Сб. «Конструкционные свойства пластмасс». М., изд-во «Машинострое-
ние», 1967.
152. Л. И. Сентюрихина, Е. М. Опарина. Твердые дисульфидмолибденовые
смазки. М_, изд-во «Химия», 1966.
153. А. А. Плуталова. Графитовые антифрикционные материалы.— Сб.
Новые материалы, серия VI — 81. М., ЦБТИ, 1963.
154. Л. А. Плуталова. Современные представления о механизме трения пары
металл— графит.— Труды III Всес. конф, по трению и износу в маши-
нах, т. II. М„ Изд-во АН СССР, 1960, стр. 79—87.
155. Р. Ф. Дикон, Дж. Ф. Гудмен. Ориентация и поведение при трении на-
несенных на металлы слоистых твердых материалов.— Сб. «Новые ра-
боты по трению и износу». М., ИЛ, 1959, стр. 216—227.
156. В. R. Atkins, Briffiths. Electrical sliding contacts and their behavior al
high altitudes. Proc. Conf, lubricat. and wear. London, 1—3, Oct., 1957.
157. W. E. Kampbell, R. Kozak. The wear of carbon brushes in dry atmosphe-
res.—Trans. ASME, 1948, 70, N 5.
158. А. П. Семенов, В. В. Поздняков. О трении графитовых материалов при
высоких температурах в вакууме и газовых средах.— Машиноведение,
1965, № 1, стр. 91—103.
159. А. В. Черешкевич, Д. Д. Чегодаев, Н. Е. Явзина, С. В. Беленькая. Фторо-
пластовые подшипники, работающие без смазки. Л., Изд. ЛДНТП,
1959.
160. К. V. Shooter, D. Tabor. Proc. Phys. Soc„ 1952, Ser. B, 1952, 65, 661.
161. С. H. Гане. Применение пластмасс в узлах трения. Химическое машино-
строение. Киев, Изд. ИТИ, 1964.
162. А. П. Семенов, Р. М. Матвеевский, В. В. Поздняков. Технология изго-
товления и свойства содержащих фторопласт антифрикционных ма-
териалов. М., Изд-во АН СССР, 1963.
163. И7. D. Crag. Friction variation of PTEE and MoS2 during thermal vacuum
exposure.— Lubricat. Engng., 1964, July, 20, N 7.
164. D. G. Flom, N. T. Porile. J. Appl. Phys., 1955, 26, p. 1088; 1957, 28,
p. 1361.
165. M. B. Peterson, R. Z. Johnson. Factors influencing friction and wear with
solid, lubricants.—Lubricat. Engng, 1955, 11, N 5, p. 325—331.
166. E. R. Braithwaite, G. IF. Rowe. Principles and applications of lubrication
with solids.— Sci. Lubricat., 1963, 15, N 3, p. 92—11.
167. Антифрикционные самосмазывающиеся материалы АМАН. М., изд-во
«Наука», 1966.
168. В. Э. Вайнштейн, Г. И. Трояновская. Сухие смазки и самосмазывающие-
ся материалы. М., Машгиз, 1968.
169. A. W. young. Solids lubricate the tough spots.— Iron Age, 1965, N 4,
p. 79-82.
170. M. E. Campbell, J. IF. Van Wyk. Development and evaluation of lubri-
cant composite materials. Lubricat. Engng, 1964, 20, N 12, p. 463—469.
171. F. I. Clauss. Lubrication under space vacuum conditions. Sci. Lubricat.,
1963, 15, N 3, p. 180—202.
172. И. В. Крагелъский, Г. E. Лазарев. Установка для изучения влияния ско-
рости скольжения на фактическую площадь контакта и силу трения.—
Сб. «Передовой научно-технический и производственный опыт», вып. 3,
тема 30, № 11-60-13/3. М., ЦИТЭИН, 1960.
173. И. В. Крагелъский, Г. Е. Чупилко, А. В. Чичинадзе. Процессы тренин
в тормозах авиаколес. Подбор пар трения. М., Изд-во АН СССР, 1956.
174. Г. Е. Лазарев, Г. М. Харач, А. П. Бегиджанова. Лабораторный метод
оценки фрикционных материалов, применяемых в узлах трения тракто-
ров.—Сб. «Применение пластмасс в тракторостроении». М., изд. ЦИПТИ
МАШ, 1962.
175. Г. И. Трояновская, Г. Е. Лазарев. Теплостойкий фрикционный материал
«Ретинакс».— Вестник АН СССР, 1955, № 7.
138
176. В. С. Щедрое, А. В. Чичинадзе, Г. И. Трояновская. Влияние темпе-
ратурного поля на фрикционные характеристики и моделирование про-
цесса трения. Сухое и граничное трение. Фрикционные материалы. М.,
Изд-во АН СССР, 1960.
177. Г. А. Георгиевский. Новые фрикционные материалы для тяжелонагру-
женных тормозных узлов и технология изготовления их.— Новости ас-
бестовой промышленности, Ns 1—2. Ярославль, 1960.
178. Г. А. Шахмалиее. Механика торможения и рациональный режим спуска
бурильного инструмента. Баку, Азнефтеиздат, 1960.
179. В. С. Щедрое. Температура на скользящем контакте.— Сб. «Трение и
износ в машинах», т. X. М., Изд-во АН СССР, 1955.
180. Л. М. Пыжееич. Условия работы и расчет нагрева фрикционных мате-
риалов при длительном торможении железнодорожных вагонов на кру-
тых затяжных уклонах.— Новости асбестовой промышленности, № 1.
Ярославль, 1962.
181. А. В. Чичинадзе. Температурное поле в дисковом тормозе.— Сб. «Трение
и износ в машинах», т. XV. М., Изд-во АН СССР, 1962.
182. М. П. Александров. Тормоза подъемно-транспортных машин. М., Маш-
гиз, 1958.
183. Н. М. Алексеев, В. В. Березников, В. В. Гриб, О. Г. Миронов,
Г. И. Трояноеская. Способ исследования процессов трения скольжения
в вакууме. Авт. свид. № 190043. Бюл. изобрет., № 1,16 декабря 1966 г.

ОГЛАВЛЕНИЕ
От авторов....................................................... 3
Введение......................................................... 5
Глава I. Теоретические основы постановки испытаний на трение и
износ............................................................ 7
§ 1. Постановка испытаний на трение и износ.............. 7
§ 2. Молекулярно-механическая теория трения............. 9
§ 3. Усталостная теория износа.......................... 12
§ 4. Требования, предъявляемые к материалам пар трения,
и выбор определяющих параметров при оценке на трение
и износ................................................. 16
Глава II. Фрикционная теплостойкость материалов................. 25
§ 1. Установки и методика испытаний на фрикционную теп-
лостойкость ............................................ 25
§ 2. О возможности расчета характеристик фрикционной теп-
лостойкости ............................................ 29
Глава III. Особенности трения и износа материалов в вакууме ... 42
§ 1. Влияние окисных и адсорбированных газовых пленок
на фрикционные свойства материалов...................... 42
§ 2- Изменение геометрии трущегося сочленения вследствие
потерь материалов в вакууме............................. 55
§ 3. Изменение механических свойств материалов в вакууме 58
§ 4. Особенности теплоотвода от узла трения в вакууме ... 60
Глава IV. Вопросы конструирования установок для испытаний на
трение и износ в вакууме^....................................... 65
§ 1. Краткий обзор установок для испытаний на трение и
износ в вакууме......................................... 65
§ 2. Получение и измерение вакуума в рабочих камерах уста-
новок для испытаний на трение и износ................... 68
§ 3. Передача движения в вакуум.......................... 78
§ 4. Измерение момента трения............................ 83
Глава V. Фрикционная теплостойкость материалов в вакууме ... 86
§ 1. Установки и методика испытаний на фрикционную тепло-
стойкость в вакууме..................................... 86
§ 2. Результаты испытаний................................ 94
И4
Глава VI. Фрикционная теплостойкость тормозных материалов . . 108
§ 1. Выбор определяющих параметров при оценке тормозных
материалов на трение и износ........................... 108
§ 2. Методика оценки тормозных материалов на фрикцион-
ную теплостойкость..................................... 126
§ 3. Сопоставление результатов лабораторных испытаний
с эксплуатационными.................................... 129
Литература............,........................................ 132
Владимир Васильевич Гриб,
Геннадий Евгеньевич Лазарев
Лабораторные испытания материалов
на трение и износ
утверждено к печати
Научным советом по трению и смазкам
Редактор издательства В. А. Соколова
Художник В. С. Комаров
Технический редактор Т. В. Алексеева
Сдано в набор 3/1V 1968 г.
Подписано к печати 25/VII 1968 г.
Формат 60 x 9071,. Бумага № 2.
Усл. печ. л. 9. Уч.-изд. л. 9.
Тираж 3200 экз. Тип. зак. 412. Т-11708. Цена 54 коп.
Издательство «Наука»
Москва, К-62, Подсосенский пер., 21
о
-я типография издательства «Наука».
Москва, Г-99, Шубинский пер., 10