/
Author: Фролов К.В. Браун Э.Д. Буяновский И.А. Воронин Н.А. Гурский Б.Э.
Tags: механика история техники материаловедение механика деформируемых тел трибология
ISBN: 978-5-382-00518-8
Year: 2007
Text
6pV. SO/
ess
РОССИЙСКАЯ АКАДЕМИЯ НАУК
Институт машиноведения им. А. А. Благонравова
СОВРЕМЕННАЯ
ТРИБОЛОГИЯ
Итоги и перспективы
Ответственный редактор
академик РАН
К. В. Фролов
НАУЧНАЯ
БИБЛИОТЕКА
Брянского государстшенногс
технического университета
URSS
МОСКВА
ББК 22.251 30г34.4
1><Гр]И[
Настоящее издание осуществлено при финансовой поддержке
Российского фонда фундаментальных исследований
(проект № 07-08-07011).
Редакционная коллегия:
И. А. Буяновский, Ю. Н. Дроздов. М. Н. Зеленская (ученый секретарь),
B. А. Левченко, В. П. Петров, М. М. Хрущов (мл.)
Авторский коллектив:
Э. Д. Браун, И. А. Буяновский, Н. А. Воронин, Б. Э. Гурский, Ю. Н. Дроздов,
C. М. Захаров, С. Г. Кан, В. А. Левченко, А. В. Орлов, В. Г. Павлов, В. П. Петров,
В. Н. Пучков, А. П. Семенов, М. М. Хрущов (мл.), А. В. Чичинадзе
Современная трибология: Итоги и перспективы.
Отв. ред. К. В. Фролов. — М.: Издательство ЛКИ, 2008.
480 с.
В предлагаемой читателю книге приведен ретроспективный анализ истории развития
в XX — начале XXI века основных направлений трибологии — науки о трении, износе и
смазке машин, роль которой с развитием техники становится все-более и более значимой.
Особое внимание уделено пионерским работам отечественных ученых — А. С. Ахматова,
Б. В. Дерягина, А. Ю. Ишлинского, М. В. Коровчинского, Б. И. Костецкого, И. В. Крагель-
ского. Р. М. Матвеевского, А. И. Петрусевича, С. В. Пинегина, П. А. Ребиндера, Г. И. Фукса,
М. М. Хрущова и других. Прослеживается связь между прогрессом современной техники и
уровнем трибологических исследований и зависимость прогресса техники от уровня трибо-
логических знаний.
Книга предназначена для научных работников, аспирантов и инженеров,
специализирующихся в области трибологии, для студентов старших курсов технических вузов и для
всех, кто интересуется историей техники.
Издательство ЛКИ. 117312, г. Москва, пр-т Шестидесятилетия Октября, д. 9.
Печать офсетная. Формат 60 х 90/16. Печ. л. 30.0. Тираж 1000 экз. Заказ № 5465.
Отпечатано в полном соответствии с качеством предоставленных диапозитивов
в ОАО «Дом печати — ВЯТКА». 610033, г. Киров, уя. Московская, 122
ISBN 978-5-382-00518-8
НАУЧНАЯ И УЧЕБНАЯ ЛИТЕРАТУРА
E-mail: URSS@URSS.ru
Каталог изданий в Интернете:
http://URSS.ru
Тел./факс: 7 (499) 135—42-16
URSS Тел./факс: 7 (499) 135-42-46
А © Авторский коллектив, 2QQ7
"- О Издательство ЛКИ, 2007
И
Л •>
олок-а-
5127 ID 57156
9 "785382 00 5188"
Все права защищены. Никакая часть настоящей книги ие может быть воспроизведена или
передана в какой бы то ни было форме и какими бы то ни было средствами, будь то
электронные или механические, включая фотокопирование и запись на магнитный носитель,
а также размещение в Интернете, если на то нет письменного разрешения владельцев.
Оглавление
Предисловие [К. В. Фролов) 7
Введение {И. А. Буяновский) 11
Список литературы 23
Глава 1. Прогнозирование изнашивания с учетом механических,
физико-химических и геометрических факторов
(Ю. Н.Дроздов) 24
1.1. Толщина эластогидродинамического смазочного слоя 25
1.2. Механические и геометрические факторы изнашивания 27
1.3. Физико-химические факторы изнашивания 28
1.4. Теплофизические факторы изнашивания 28
1.5. Несущая способность трибоконтакта 29
Обозначения 30
. Список литературы 32
Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
(Л/. М.Хрущов (мл.)) 33
2.1. Классические теории внешнего трения
(30-80-е годы XX века) 33
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология
(80-90-е годы XX века) 49
2.3. Фазовые превращения и трение со смазкой 61
2.4. Вопросы, требующие решения 63
Список литературы 64
лава 3. Контактная прочность и факторы, ее определяющие
(А. В. Орлов) 70
♦*• Развитие решения контактной задачи 70
•*• Расчет напряжений и деформаций в случае
герцевского контакта 72
• Расчет контактных напряжений для тел качения
с поверхностями переменной кривизны 77
• Контактное разрушение 85
Место образования первичной трещины и ее развитие 86
4
Оглавление
3.6. Влияние смазки 87
3.7. Тангенциальные силы 89
3.8. Оптимизация форм поверхностей контакта 91
Список литературы 92
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки (С. М. Захаров) 95
4.1. Этапы развития и формирование классической
гидродинамической теории смазки 95
4.2. Развитие методов расчета и исследования стационарных
режимов смазки 99
4.3. Нестационарные режимы смазки 121
4.3.1. Проблематика нестационарных задач 121
4.3.2. Развитие методов расчета нестационарно-нагруженных
подшипников скольжения 122
£,- 4.3.3. Решение задач нестационарного течения смазки 138
4.3.4. Исследования опор скольжения быстроходных роторов . . 139
4.3.5. Влияние сил инерции и турбулентного течения смазки . . 141
4.4. Гидростатическая и гидростатодинамическая смазка 143
4.5. Смазка неньютоновскими жидкостями
и многофазными средами 145
4.6. Некоторые соображения по дальнейшему развитию
гидродинамической теории смазки и ее практическим
приложениям 147
Заключение 148
г- Список литературы 151
Глава 5. Газовая смазка (С. Г. Кан, В. П. Петров) 158
5.1. Преимущества применения опор с газовой смазкой 158
5.2. Классификация и конструктивные схемы газовых опор 162
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 171
5.4. Особенности проектирования и технологии изготовления.
Материалы, покрытия 202
5.5. Этапы развития газовой смазки. Дальнейшие перспективы ... 210
Список литературы 220
Глава 6. Граничная смазка (И. А. Буяновский) 226
6.1. Предыстория и начальный период 226
6.2. Граничная смазка: вторая четверть XX века 232
6.3. Третья четверть XX века 241
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 257
6.5. Итоги развития представлений о граничной смазке
в XX веке 273
Список литературы 276
Оглавление 5
Глава 7. Твердые смазки (В. П. Пучков, А, П. Семенов, В. Г. Павлов) . . . 279
7.1. Твердые смазки — продукт XX века 279
7.2. Классификация твердых смазочных материалов
и механизмы смазочного действия 284
7.3. Применение твердых смазок в космической технике 286
7.4. Разработки теории и новые подходы к созданию твердых
смазочных материалов и покрытий 290
7.5. Перспективы развития твердых смазочных материалов 295
Список литературы 295
Глава 8. Тепловая задача трения (Б. Э. Гурский, А. В. Чичинадзе) 297
8.1. Два исторических периода развития тепловой задачи трения . . 297
8.2. Процессы фазовых и структурных превращений 310
8.3. Метод тепловой динамики трения и износа
и учет других параметров 311
8.4. Основные уравнения для определения распределения
температуры по активным поверхностям зубьев 314
8.5. Теория системы тепловых сетей 315
Список литературы 316
Глава 9. Нанотрибология (В. А. Левченко) 320
9.1. Предыстория возникновения нанотрибологии 320
9.2. Развитие методов и устройств исследования в нанотрибологии . . 321
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 326
9.4. Развитие нанотрибологии с использованием
молекулярной динамики 337
9.5. Наноиндентирование 343
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 347
Список литературы 362
Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
(Э.Д. Браун) 367
Ю.1. Создание первых серийных машин (1900-1925) 367
W.2. Триботехнические испытания получают международное
признание (1926-1950) 372
'0.3. Создание современных машин для триботехнических
испытаний. Методология. Инфраструктура испытаний
(1951-1975) 376
'0.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов
(1975-2000) 386
6
Оглавление
Глава 11. Антифрикционные материалы (А.П.Семенов) 415
11.1. Металлические антифрикционные материалы 418
11.2. Полимерные антифрикционные материалы 425
11.3. Другие антифрикционные материалы 428
11.4. Антифрикционные материалы для работы в вакууме 429
11.5. Высокотемпературные антифрикционные материалы 431
11.6. О сверхнизком трении твердых веществ 433
Список литературы 434
Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия (топокомпозиты)
триботехнического назначения (Я. А. Воронин) 439
12.1. Вакуумные ионно-плазменные методы получения покрытий
и модифицированных поверхностных слоев 442
12.2. Свойства типовых вакуумных ионно-плазменных покрытий
и модифицированных поверхностных слоев 456
12.3. Топокомпозиты: несущая способность и твердость 467
Список литературы 474
•V
Посвящается 70-летик>
Института машиноведения
Российской академии наук
Предисловие
В наш век стремительных перемен как в общественной жизни, так
и в технике, в век появления новых технологий и новых материалов
порой забывают, что новое — это чаше всего хорошо забытое старое.
Потребность «найти в прошлом не пепел, а огонь» вызывает в наши дни
повышенный интерес к истории разных областей науки и техники.
Профессиональные историки науки не всегда достаточно оперативно
отзываются на эти потребности общества. Тогда за написание книг по отдельным
разделам истории науки и техники берутся ученые, профессионально
работающие в этих направлениях. Иногда результаты такой работы бывают
превосходными, иногда так себе, и тогда лишь общественная потребность
в появлении книги, освещающей историю развития той или иной науки
{или научного направления), извиняет авторов, более привычных к
написанию сугубо специальных работ. Именно на это рассчитывают авторы
представленной книги, в которой излагается история трибологии XX века.
Термин «трибология», означающий «наука и технология
взаимодействия поверхностей, находящихся в относительном движении, а также
связанные с этим явления и их практические следствия», был введен
9 марта 1966 года в докладе комиссии Министерства науки и образования
Великобритании, известном как «доклад Джоста». Это неоспоримо. Но
неоспоримо также то, что наука о трении возникла много ранее 1966 года,
что в ее появлении и развитии приняли участие крупнейшие ученые:
гениальный художник и инженер Леонардо да Винчи, изобретатель газового
термометра, предсказавший существование абсолютного нуля
температуры Гильом Амонтон, открыватель законов электростатики Шарль Опостен
Кулон, прославленный математик Леонард Эйлер и многие другие столь же
блестящие имена — Исаак Ньютон, Роберт Гук, Готфрид Лейбниц, Генрих
Герц, Дмитрий Менделеев, Борис Дерягин, Александр Ишлинский. И все-
таки важнейшим периодом развития трибологии, когда невиданный рост
Уровня развития техники вызвал адекватно ускоренное развитие учения
0 трении, обеспечившее возможность этого роста, был XX век.
Инженерная наука вступила в XX век с достаточно ясным
пониманием важности трения в работе машин и необходимости его учета при
8
Предисловие
разработке машин и проектировании узлов трения различного
назначения. Подход инженеров того времени к проблеме отличался
прагматизмом, сводя задачу, в основном, к определению значения
коэффициентов трения для конкретных практических ситуаций. Теории отводилась
чисто вспомогательная роль, и она не играла сколько-нибудь
серьезной роли в течение длительного периода времени. Оживление интереса
к проблеме теоретического описания внешнего трения во второй
половине XX века вызвано появлением новых конструкционных материалов,
развитием технологии поверхностного упрочнения, прогрессом в
микроэлектронике и связанным с ним созданием микро- и нанотехнологий,
вызвавших, в свою очередь, возникновение на рубеже веков
самостоятельного научного напраапения — нанотрибологии. Этому
способствовали также прогресс в теории твердых тел и физическом
материаловедении, развитие вычислительной техники и методов компьютерного
моделирования в физике твердого тела, появление в 1980-90-е годы
принципиально новых физических методик, позволивших изучать контактное
взаимодействие на микроскопическом и атомном уровне. В этой связи
в эти годы вновь ожил интерес материаловедов и трибологов к поиску
корреляций между триботехническими и прочностными свойствами
материалов и характеристиками межатомного взаимодействия в них.
Установление таких закономерностей может стать основой для адекватного
описания механизмов контактного взаимодействия и прогноза триболо-
гических характеристик.
Но история развития трибологии в XX веке еше не написана. Объем
трибологических исследований в XX веке и в первых годах текущего
столетия столь грандиозен и количество направлений трибологии столь велико,
что написание книги, отражающей этот поистине неисчерпаемый
материал, едва ли по силам одному автору или небольшой группе авторов, для
которых работа в области истории техники не является основной. Решить
проблему написания книги по истории трибологии XX века можно было
лишь путем совместной работы коллектива специалистов по различным
направлениям трибологии, каждый из которых хорошо знает историю
развития своего направления. При этом коллектив должен быть коллективом
единомышленников, имеющих общие представления о путях развития
трибологии. Разумеется, создание такого коллектива — дело
достаточно сложное, учитывая также разбросанность специалистов по трибологии
по различным городам и организациям.
Однако дело решило существование такого уникального учреждения,
как Институт машиноведения им. А. А. Благонравова Российской
академии наук. Этот институт был основан Распоряжением № 210 по Отделению
технических наук АН СССР от 10 ноября 1938 года на базе существовавшей
с 8 декабря 1935 года Комиссии машиноведения при группе технической
механики ОТН и ее лаборатории. Согласно этому Распоряжению, трение
Предисловие
9
и износ в машинах (в современных терминах — трибология)
рассматривалось как одно из главных направлений работ института. Это направление
в дальнейшем активно развивалось. Была создана наиболее авторитетная
научная школа трибологии в нашей стране, и одна из наиболее
авторитетных в мире. Невозможно назвать организацию, которая бы могла
похвастаться таким созвездием имен с мировым звучанием, как один из
основателей Института и отечественной школы трибологии М. М. Хрущов,
прославившийся своими работами в области абразивного изнашивания
и приработки подшипниковых сплавов и цапф; И. В. Крагельский,
создатель молекулярно-механической теории трения и теории усталостного
изнашивания; А. К. Дьячков и М. В. Коровчинский, внесшие
значительный вклад в развитие гидродинамической теории смазки и в разработку
теоретических основ создания подшипников скольжения; А. И. Петрусе-
вич, один из основателей эластогидродинамической теории смазки,
работы которого оказали значительное влияние на методы расчета зубчатых
передач; С. В. Пинегин, видный специалист в области контактной
прочности, трения и смазки деталей машин, сделавший очень много для
развития отечественной подшипниковой промышленности; П.Е.Дьяченко,
Р. М. Матвеевский, В. С. Щедров, Э. Д. Браун, Г М. Харач, В. С. Комбалов
и многие другие замечательные ученые И МАШ. О высочайшем
уровне их работ свидетельствует тот факт, что три работы ученых ИМАШ
были удостоены дипломов об открытии. Это установление Д. Н. Гарку-
новым и И. В. Крагельским эффекта избирательного переноса («эффекта
безызносности»), открытие А.А.Силиным, Е. А. Духовским и др. эффекта
аномально низкого трения при бомбардировке некоторых материалов
ядрами гелия и, наконец, обнаружение А. А. Поляковым и Д. Н. Гаркуновым
явления водородного изнашивания, что оказало большое влияние на
методы обеспечения износостойкости деталей машин и механизмов.
Из пяти отечественных специалистов, удостоенных высшей
международной награды за работы в этой области — Золотой медали
Международного совета по трибологии, двое — сотрудники Института машиноведения:
И. В. Крагельский и А. В. Чичинадзе. Широко известны
основополагающие работы в различных областях Трибологии, выполненные другими
сотрудниками ИМАШ: Ю. Н.Дроздовым, А. П. Семеновым, В. Г. Павловым,
Л. М. Рыбаковой, Л. И. Куксеновой, И. А. Буяновским, Н. А. Ворониным,
В-В. Алисиным, З.В.Игнатьевой, Е.А.Марченко, А.В.Орловым и др.
Кроме того, среди сотрудников Института машиноведения много
знатоков истории трибологии — пусть даже отдельных ее направлений. Поэтому
Для написания предлагаемой читателю книги был собран коллектив
специалистов, главным образом, сотрудников ИМАШ РАН.
Книга включает 12 глав. В главах последовательно излагается
развитие современных представлений о трении в машинах, о контактной
пРочности материалов, о методах прогнозирования изнашивания, о теп-
10
Предисловие
ловой задаче трения, о смазке твердых тел, о методах триботехнических
испытаний, о нанотрибологии, а также об антифрикционных материалах
и о различных покрытиях.
Книга предназначена для широкого круга научных работников и
инженеров, специализирующихся в области трибологии, для инженеров,
занимающихся разработкой и эксплуатацией машин различного
назначения, а также всех, интересующихся историей науки и техники.
В монографии использованы результаты работ, выполненных при
поддержке РФФИ (проекты 97-01-00112, 00-01-00165, 05-08-17954, 05-08-
33401, 05-08-33649, 05-08-49984, 05-08-65433, 06-08-00129, 06-08-00363).
Авторы и редколлегия благодарят Е. Ф. Дубинина, В. П. Петрова,
И. А. Буяновского, В. И. Куксову, Т. Н.Дворецкую за помощь, оказанную
при составлении монографии и подготовке ее к печати.
<.. Академик РАИ
К. В. Фролов
■ Введение
Трибология — это наука о трении и о процессах, сопутствующих
трению, т. е. о таких процессах, как изнашивание контактирующих тел,
их фрикционный нагрев, возникновение трибоэлектричества,
акустические явления при трении, и многие, многие другие. Роль трибологии
в современном мире исключительно велика. Узлы трения включают как
все машины и механизмы современной техники, так и практически все
подвижные живые организмы. Трение в значительной степени
определяет энергетические потери при работе машин и механизмов, поглошая
до 30-40 % всей вырабатываемой в мире энергии. Сопутствующий
трению износ является причиной выхода из строя более 80 % деталей машин
и механизмов. В то же время, работа ряда агрегатов современной
техники основана на использовании явления трения (механические тормоза,
другие фрикционные устройства), как, впрочем, и некоторые
технологические процессы (получение огня трением, сварка трением и т.д.).
Использование промышленностью достижений трибологии
позволяет во много раз сократить потери, вызываемые трением и изнашиванием
деталей машин и механизмов. Считается, что грамотное использование
достижений трибологии позволяет экономить до 2 % национального
дохода развитых стран. Существенно большую экономию может
обеспечить эффективное использование достижений трибологии в нашей
стране. В настоящее время, когда ресурс узлов трения отечественных машин
и механизмов почти выработан, износ деталей ответственных узлов трения
близок к катастрофическому (порядка 80 % основных фондов), а замена
изношенных деталей требует значительных финансовых и трудовых затрат,
только использование достижений трибологии позволит как повысить
ресурс существующего оборудования, так и создать высокоэффективные
машины и технологии XXI века и обеспечить нашим соотечественникам
современное качество жизни.
Не случайно известный японский ученый М. Хирано в 1992 году
Утверждал, что «появление трибологии как широкого понятия с
исторической и культурной точки зрения было величайшим событием,
сравнимым с промышленной революцией середины XVIII века».
Комментируя это высказывание, президент Международного совета по трибологии
Ч-Джост пятью годами позже писал: «Если — в чем я уверен — проф.
*ирано под „величайшим" подразумевал „всеобъемлющее" событие, то
12
Введение
-I
Рис. 1. Число публикаций по
тематике «трибология» (результаты
поиска по базам данных,
включающим названия статей в
международных журналах, книг, докладов
конференций и патентов,
опубликованных за каждые 10 лет,
начиная с 1920 года). Для периода
с 2000 по 2010 годы оценка
получена удвоением данных за 2000-
2005 годы. Линия тренда близка
к экспоненте
Это предопределяет необходимость также знакомства с историей
развития трибологии. Ведь трибологические знания не возникли
самопроизвольно в головах ученых, называющих себя трибологами. Трибология
имеет свою историю, и эта история изобилует славными именами и
блестящими достижениями носителей этих имен. Современный инженер или
врач, спортсмен или музыкант не может не заинтересоваться тем, как
развивалась наука, с приложениями которой он сталкивается постоянно
в своей практической деятельности, наука, история которой с одинаковым
основанием может вестись с незапамятных времен и с 9 марта 1966 года —
дня, когда она получила свое название. Эта история необычайно
интересна и поучительна, и каждому, кто интересуется трибологией, полезно
знать историю развития тех положений, которые сейчас представляются
о
е
if
<=;
о
п
AS
Я
К
ч
ю
>>
с
о
К
U
5Г
инь
801
60
40
?()■
п
■■'(>. г
л^Лт
/ 2000-2005
%'
^'
^л'.л'^Л
1920 1940 1960 1980
годы
, то
Введение
13
фм единственно правильными и которые пришли на смену положениям,
казавшимся единственно правильными какие-то двадцать, пятьдесят или
cjo лет назад. Велика вероятность того, что старые идеи на новом этапе
развития науки обретут новую жизнь и покажутся единственно
правильными еще через двадцать (а может быть через сто лет), как это уже не раз
было в истории науки, в том числе и в истории трибологии. Поэтому
историю трибологии полезно знать каждому.
Нельзя сказать, что историей трибологии ранее не интересовались.
В своих публикациях трибологи прошлого не забывали почтительно
упоминать своих предшественников. Но для того, чтобы этой историей
заинтересовались всерьез, для перехода от вежливого перечисления имен
коллег к анализу процесса развития этой науки нужно было, чтобы
трибология была осознана как наука. Впервые этот шаг сделали выдающиеся
трибологи XX века И. В. Крагельский и В. С. Щедров, выпустив в 1956 году
капитальную монографию «Развитие науки о трении. Сухое трение» [I],
с которой известный французский триболог Р. Куртель настоятельно
рекомендовал «познакомиться каждому исследователю, если он одновременно
любит историю, философию и естественные науки — эти три столпа
современного гуманизма» }2]. В работе [1] на базе подробнейшего
ретроспективного обзора исследований рассматриваемого периода дан
блестящий анализ развития теории сухого трения с XVI века до середины
XX века. Однако со времени выхода в свет этой работы стали известны
новые факты об успехах трибологии на протяжении всей человеческой
истории — от интереснейших исследований Дэвисона, показавшего, как
снижение потерь на трение достигалось еще в древнем мире, до
великолепной находки в 1967 году «Испанских кодексов» Леонардо да Винчи,
содержавших многие, прежде остававшимися неизвестными, прекрасные
открытия в области трибологии, сделанные «величайшим инженером всех
времен и народов»1). Появились фундаментальные работы по истории
развития учения о смазке машин — как гидродинамической {4}, так и
граничной [5]. Наконец, за последние пятьдесят лет, в соответствии с
требованиями развития автотракторной, авиационно-космической, атомной
техники, достигнут значительный прогресс в развитии как
фундаментальной, так и прикладной трибологии, прогресс, который не могли не только
проанн.ииировать, но и прогнозировать И. В. Крагельский и В. С. Щедров.
Так, быстрый рост уровня техники вызвал появление совершенно новых
Направлений трибологии — например, бурное развитие компьютерной
гехники, потребовавшее создания устройств записи, хранения и
обработки информации на магнитных носителях памяти, а также
инструментария микрохирургии, устройств сервомеханики, микроэлектромеханиче-
' По выражению А. А. Силина, автора прекрасной монографии о роли трения в развитии
^хники [31.
14 Введение
ских систем и т. д., — привело за последние десятилетия к появлении)
нанотрибологии, т. е. трибологии микро- и нанообьектов. Все это
вызывает необходимость расширения, с одной стороны, рассматриваемого
диапазона времени развития трибологии (с древнейших времен до наших
дней), а с другой стороны — рассмотрения с единых позиций истории
основных направлений трибологии.
Попытки написания такой истории были сделаны известным
английским ученым Д. Даусоном [6], некоторыми другими исследователями
(например, [7, 8]). Однако в капитальной монографии Даусона [6] сказалась
характерная для многих западных специалистов вольная (или невольная)
недооценка роли российских исследователей в развитии трибологии.
После ознакомления с такими работами у читателей создается искаженное
представление о путях развитии трибологии, в то время как отечественная
трибология, начиная с работ Н. П. Петрова, всегда занимала передовые
позиции в мировом рейтинге, и среди пионерских работ в области
трибологии значительную долю занимают работы именно российских (и
советских) исследователей. Объективно представить историю трибологии
попытались авторы монографии [8], но они ограничили рассмотрение
истории трибологии периодом с древнейших времен до начала XX
века. Не менее объективно представить историю трибологии XX века —
важнейший период развития этой науки, когда невиданный рост уровня
развития техники вызвал адекватное развитие учения о трении, без
которого, кстати, этот рост был бы невозможен, — задача предлагаемой книги.
Насколько удачно эта задача решена — судить читателю.
Перед тем, как перейти к изложению предмета книги — истории
трибологии XX века — кратко напомним основные этапы развития
трибологии с древнейших времен до начала XX века.
Истоки трибологии — науки о трении, износе и смазке машин —
уходят в глубины человеческой истории. Первый период истории
включает накопление человечеством трибологических знаний с доисторических
времен до конца XVI века — время величайших открытий человека в этой
области: метода получения огня трением, изобретения колеса, первых
подшипников, первых передач трением, смазывания узлов трения и т.д.
Трение анализирует сам великий Аристотель. Весомы достижения в
прикладной трибологии (Херсифрон, Витрувий; в конце рассматриваемого
периода — Кардано, Альберти). На рубеже XV1-XVII веков Леонардо да Винчи
проводит пионерские экспериментальные исследования процесса трения,
появляются его поразительные изобретения (подшипник качения,
сепаратор, эпитрахоидное зацепление, состав антифрикционного сплава и т.д.).
Анализ недавно обнаруженного сборника трудов гениального итальянца
(«Испанского кодекса») показывает, что им на основе блестяще
поставленных экспериментов были сформулированы (в неявном виде) законы
трения, изобретен подшипник качения с сепаратором (!), описан состав
Введение 15
антифрикционного сплава, разработан ряд конструктивных методов
синения трения, износ трущихся тел связан с нагрузкой на узел трения и т. д.
\ В XVII-XVIII веках происходит зарождение науки о трении,
впоследствии получившей название «трибология».
\ На фоне крупных социально-экономических преобразований того
времени, стимулирующих технический прогресс и повышение уровня
технологических знаний, и сформулированного Ф. Бэконом представления
об эксперименте как пути познания истины появляются исследования
Г. Амонтона, установившего в J699 году основные законы трения (о
пропорциональности силы трения нормальной нагрузке и о независимости
силы трения от площади касания тел). Его результаты подтверждают и
развивают другие ученые того времени (Ф. Делягир, А. Паран, Ф. Ж. де Камю,
Б.Ф.де Белидор и др.), придерживающиеся механистических
представлений о природе трения. Несколько позднее становятся известными
исследования Д.Т.Дезагюлье (1734), установившего влияние на трение адгезии
контактирующих тел, а также работы Я. А. Сегнера (1758), показавшего
отличие трения покоя от трения движения. Л. Эйлер (1748) в безупречной
математической форме описывает скачкообразный переход от
статического трения к динамическому и позднее выводит формулу для расчета
трения гибкой нити по цилиндрической поверхности (формула Эйлера).
В 1777 году выходит стимулированная потребностями кораблестроения
знаменитая книга Ш. О. Кулона «Теория простых машин», которая,
согласно авторитетному мнению И. В. Крагельского, содержала в
зачаточном состоянии все дальнейшие положения современной науки о трении.
Согласно Кулону, сопротивление относительному перемещению трущихся
тел слагается из зависимой от площади контакта составляющей,
обусловленной сиепленностью поверхностей, и независимой от площади
контакта составляющей, обусловленной зацеплением неровностей. В 1785 году
С. Винч возрождает представления о роли адгезии в процессе трения.
В XIX веке прогресс техники (прежде всего — развитие железных
дорог) выдвигает на первый план проблемы трибологического характера.
Осознаются экономические аспекты применения достижений трибологии
в технике (Р. Терстон, Н. П. Петров). В начале рассматриваемого периода
Д- Лесли (1804) анализирует существующие к тому времени теории трения
и вводит представление о деформационной природе процесса.
Проводятся экспериментальные исследования процесса трения в условиях, близких
к эксплуатационным (Ж. Ренни, П. Конти) для решения конкретных
инженерных задач. Большое значение для инженерной практики приобрета-
101 исследования А. Ж. Морена, подтвердившего справедливость законов
тРения Амонтона—Кулона. Первое объяснение причин потерь энергии
пРи трении качения предлагает О. Рейнольде (1876). Согласно этой тео-
Рчи сопротивление перекатыванию цилиндрических тел объясняется про-
Скальзыванием на площадках контакта. Особый интерес вызывает процесс
16 Введение (
— г
трения у ученых, установивших закон сохранения и превращения энергии
(Г. Гельмгольи: «Трение — это не только сила, препятствующая движению
тела. Это также увеличение потенциальной энергии тел за счет их сжатия
или ударов, это выделяющаяся теплота и электричество, которое
обнаруживается своим аттракционным действием или косвенно, за счет
выделения тепла»). Один из этих ученых, Г. А. Хирн, проводит первые
систематические исследования процесса смазки трушихся тел. В 1882 году Г. Герц
впервые решает задачу об упругом контакте криволинейных твердых тел.
Наконец, в 1883 году Н. П. Петров — «отец гидродинамической
теории смазки» — проводит свои пионерские исследования, показавшие,
что при обильном смазывании сдвиг происходит в смазочном слое,
разделяющем поверхности шипа и подшипника, и что вязкость является
основной характеристикой трибологических свойств смазочных
материалов в условиях жидкостной смазки. Эти исследования имеют
первостепенное значение как для фундаментальной, так и для прикладной
трибологии (в частности, они позволили в массовом порядке заменить
смазочные материалы растительного и животного происхождения более
дешевыми и более устойчивыми к окислению маслами на нефтяной
основе). Знаменитая «формула Петрова» позволила впервые в истории
трибологии рассчитать потери на трение, исходя из независимо оцененной (т. е.
табличной) величины — вязкости. В том же 1883 году Б. Тауэр
открывает эффект самопроизвольного повышения давления в смазочном слое
хорошо смазанного подшипника при вращении вала, что дает стимул
для разработки гидродинамической теории смазки О. Рейнольдсом (1886).
Полученное на базе этой теории уравнение Рейнольдса до сих пор
является основным уравнением гидродинамической теории смазки. В конце
XIX века А. Кингсбери создает первые подшипники на газовой смазке
и (что особо интересно — после ознакомления с теорией Рейнольдса)
изобретает подшипники с качающимися вкладышами. Теория
подшипника с самоустанавливающимися вкладышами была на базе математического
решения уравнения Рейнольдса разработана А. Мичеллом. Одновременно
имеет место прогресс в разработке смазочных материалов на нефтяной
основе. Так, Д. И. Менделеев создает научные основы производства
масел из мазута тяжелых кавказских нефтей (1880-1881). В самом конце
рассматриваемого периода М. Бриллюэн развивает представления о
молекулярной природе трения.
Словом, до начала XX века трибология прошла длительный и славный
путь, успешно решая задачи, выдвигаемые практикой, и едва ли прогресс
техники надолго задерживался из-за невозможности решения
трибологических проблем.
О том, как развивалась трибология дальше, повествует предлагаемая
книга. В табл. J приведена хронология основных достижений трибологии.
Введение 17
Таблица 1
Хронология достижений трибологической науки
I Год
3500
до н. э.
3000
ДО Н. Э.
2750
до н. э.
1500
до н. э.
1400
до н. э.
200
до н. э.
1470
1687
1699
1704
1734
Автор, страна
Месопотамия
Сирия и Палестина
Египет
Греция
Египет
Китай, Рим
Леонардо да Винчи,
Италия
И. Ньютон, Англия
Г. Амонтон, Франция
Ф.де Ля Гир, Франция
А. Паран, Франция
Дж. Т. Дезаполье,
Англия
Достижение
Добывание огня трением
Колесные экипажи
Гончарный круг
Применение смазочных материалов
в подшипниках колесниц
Применение бронзовых и железных
вкладышей в подшипниках
Формулировка (в неявном виде)
законов трения, изобретение подшипника
качения с сепаратором, разработка
состава антифрикционного сплава и т. д.
Установление закона вязкого течения
жидкости
Установление пропорциональности силы
трения и нагрузки и независимости
силы трения от номинальной площади
контакта (Законы Амонтона)
Первое объяснение независимости силы
трения от величины номинальной
площади контакта
Угол трения и его связь с
коэффициентом трения. Трение как результат
подъема по микронеровностям
Установление влияния адгезии контак-
T1
дал\
груюших тел^ Т$ЩИ£ д ет
БИБЛИОТЕКА
Брянского государственного
технического университета
18
Введение
I
Год
1737
1750
1774
1785
1798
1804 -:• .
1812
1829
1831-1833
1854 -•,
1859
1875
Автор, страна
Б. Ф.де Белидор,
Франция
Л. Эйлер, Германия
С. К. Котельников,
Россия
Ш. О. Кулон, Франция
Б.Томпсон,
граф Румфорд, Англия
Г.Дэви, Англия
Дж. Лесли, Англия
А. Ронделеф, Франция
Дж. Ренни, Англия
А.-Ж. Морен, Франция
Г А. Хирн, Франция
А. Л. Тирлон, Англия
О. Рейнольс, Англия
1
Достижение
Первая модель контакта шероховатых '
поверхностей
Расчет коэффициента трения при
равноускоренном соскальзывании тела с
наклонной плоскости
* Книга о равновесии и движении тел»,
содержащая главу «О трении в махинах»
Исследование трения скольжения,
качения и верчения. Публикация книги
«Теория простых машин». Законы Кулона
Доклад на заседании Лондонского
Королевского общества об опытах по
нагреву пушечных стволов при сверлении
Плавление льда при трении
Деформационная природа трения,
представление о расклинивающем действии
смазочных слоев и о выделении тепла
при их образовании
Первые систематические исследования
изнашивания
Экспериментальные исследования
трения при скоростях и давлениях,
близких к реальным
Экспериментальное подтверждение
закономерностей, установленных
Ш. О. Кулоном
Трение в хорошо смазанных
подшипниках не подчиняется закону Амонтона.
Возможность смазывания
минеральными маслами, водой, газами
Патент на применение шариковых
подшипников в велосипеде
Объяснение причины потерь энергии
при трении качения
Введшие 19
Продолжение таблицы 1
гг
Год
~1876
I88J
1883
1884
J 885
1886
1897-1898
1898
1899
1901
1902
1904
Автор, страна
В.И.Рагозин
(при консультации
Д. И. Менделеева),
Россия
Г. Герц, Германия
Н. П. Петров, Россия
Б. Тауэр, Англия
О. Рейнольде, Канада
Р X. Терстон, США
О. Рейнольде, Англия
А. Кингсбюри, США
Г.Тимкен, США
М. Бриллюэн, Франция
Р. Штрибек, Германия
Э. Мичелл, Австралия
Достижение
Организация производства
высококачественных масел из мазута кавказских
нефтей
Решение контактной задачи для упругих
криволинейных тел
Основание гидродинамической теории
смазки. Формула Петрова
Открытие эффекта самовозбуждения
гидродинамического давления в
подшипнике
Первое изложение основ
гидродинамической теории смазки
Публикация первой книги о потерях
энергии при трении и при обработке
металлов
Первая публикация о
гидродинамической теории смазки. Уравнение Рей-
нольдса
Создание подшипника с газовой
смазкой и подшипника скольжения с само-
устанавливаюшимися вкладышами
Патент США на подшипник с
коническими роликами
Обоснование молекулярной теории
трения
Основы расчета подшипников качения
для конкретных приложений
Кривые Штрибека — установление
соотношений между коэффициентом трения,
нагрузкой, скоростью и вязкостью
масла в подшипнике скольжения
Патент на подшипник скольжения
с качающимися вкладышами
20
Введение
i
Продолжение таблицы 1
Год
1904
1910
1912
1914
1920
1922
1928
. 1
1929 о
-•_ч}*й.
•i.f'-'HM':
1933
1934 -
1937 й»
Автор, страна
И. Зоммерфельд,
Германия
Дж. Гудмен, США
Ш. Якоб, Германия
М. Херси, США
Т.Томсен, Англия
У. Б. Харди, Англия
П. А. Ребиндер, СССР
Г. Томлинсон, Англия
А. В. Верховский, СССР
Е. Дж. Аббот,
Ф. А. Файрестон,
США
Б. В.Дерягин, СССР
X. Блок, Голландия
Достижение
Аналитическое решение уравнения
Рейнольдса для подшипника скольжения
бесконечной длины
Исследования ресурса роликовых
подшипников
Установление влияния среды на трение
твердых тел
Диаграмма Херси—Штрибека для
подшипников скольжения
Первые рекомендации по применению
твердых смазочных материалов в узлах
трения
Открытие и исследование эффекта
граничной смазки как процесса,
принципиально отличного от жидкостной смазки
Эффект снижения прочности
поверхностных слоев твердых тел в
поверхностно-активной среде («эффект Ребин-
дера»)
Первая попытка расчета
коэффициента трения твердых тел, исходя
непосредственно из парных взаимодействий
молекул контактирующих тел
Установление эффекта предварительного
смещения
Введение профилографирования
поверхностей. «Кривая Аббота»
Двучленный закон трения, основанный
на представлении о «молекулярной
шероховатости» поверхностей твердых тел
и на влиянии на трение
молекулярного притяжения этих тел
Расчет температуры на пятне контакта.
Концепция «критической температуры»
Введение
21
Продолжение таблицы 1
Год
1937
1938
1938
1939
1939
1939
1946
1944
1946
1950
1956
1957
Автор, страна
IME, Англия
СССР
Д. В. Конвисаров,
СССР
И. В. Крагельский,
СССР
СССР
Ф. Боуден и др.,
Англия
А. М. Эртель
(по идее П. Л. Капицы)
А. И. Петрусевич, СССР
США
М.М.Хрушов, СССР
Ф. Боуден и Д. Тейбор,
Англия
И. В. Крагельский
и В. С. Щедрое, СССР
Д. Н. Гаркунов и
И. В. Крагельский, СССР
Достижение
Первая международная
профессиональная встреча трибологов «Генеральная
дискуссия по смазочным материалам
и смазке»
Организация Института машиноведения
АН СССР, одной из задач которого
яапяется изучение трения и износа
в машинах
Первая в СССР монография по
трибологии «Износ металлов»
Формулировка молекулярно-механиче-
ской теории трения и представление
о «третьем теле»
Первая Всесоюзная конференция
по трению и износу в машинах
Первая оценка площади фактического
контакта, температуры фрикционного
контакта и концепции «мостиков сварки»
Разработка основ теории эластогидроди-
намической смазки
Организация Американского общества
инженеров-смазчиков
Установление линейного закона
увеличения интенсивности изнашивания /тел
с нагрузкой р типа / = к(р—ро), где р0
зависит от смазочной среды
Публикация монографии «Трение и
смазка твердых тел» — одной из наиболее
известных книг по трибологии в XX веке
Первая книга по истории трибологии
«Развитие науки о трении: сухое трение»
Открытие явления избирательного
переноса
' '■■■'■"— ■ ■' ' ■•....■,.,■- ■ ■ ■»:. . ...д.,- '. .'.
Продолжение таблицы 1
Год
{957
1958
1961
1966
..i'-i ■ :
1967
1969
1973
1980 ;1
.-с
1981 '
Автор, страна
Голландия
Г. Херманс
и Т. Иген, США
СССР
"Lubrication (Tribology)
Education and Research
Report on the Present
Position and Industry's
Needs", Англия
Англия
• ,;-t': , .,('r-v
E. А. Духовской,
В. С. Онищенко,
А. Н. Пономарев,
А. А. Силин,
В.Л.Тальрозе, СССР
Англия
1 :' - i »
ссср ' '"•■•"
Г. Бинниг.
Г Рорер,
Швейцария ; ,
Достижение
Выход в свет первого выпуска
международного журнала по трибологии "Wear"
Открытие эффекта образования
«полимеров трения* на поверхностях
контактирующих тел в виде органических
продуктов, снижающих трение и износ
Организация Научного совета АН СССР
по трению и смазкам
Введение термина «Трибология», анализ
эффективности реализации достижений
трибологии на практике и мер по
обеспечению трибологического образования
(«Отчет Джоста»)
Совместный Симпозиум Группы
смазки и износа Организации
инженеров-механиков и Британской
ортопедической ассоциации «Смазки
и износ в живых и искусственных
человеческих сочленениях»
Эф4>ект сверхнизкого трения при
интенсивном облучении одной из
поверхностей трения (дисульфид молибдена,
полиэтилен низкого давления и т. д.)
ускоренными частицами (например, атомами
гелия)
Проведение Первого Европейского
трибологического конгресса (Лондон)
Организация Международного совета
по трибологии
Выход в свет первого номера
всесоюзного (ныне международного) журнала
«Трение и износ»
Изобретение сканирующего туннельного
микроскопа, дающего возможность
исследовать строение проводящих
поверхностей с атомным разрешением
Список литературы
23
Окончание таблицы 1
Год
1985
1990
1997
Автор, страна
Г. Бинниг и др.,
Швейцария
Г. Ньюбауэр и др.,
США
Англия
Достижение
Изобретение атомно-силового
микроскопа для измерения ультрамалых (менее
1 мкН) сил взаимодействия между
поверхностью образца и наконечником
Для описания явлений трения на
микроуровне предложен термин «нанотри-
бология»
Проведение Первого Мирового трибо-
логического конгресса (Лондон)
Список литературы
1. Крагелъский И. В., Щедрое В. С. Развитие науки о трении. Сухое трение. М.:
Изд-во АН СССР, 1956. 235 с.
2. Куршель Р. Некоторые замечания о развитии научной мысли в области
трения // Контактное взаимодействие твердых тел и расчет сил трения и износа.
М.: Наука, 1971. С. 221-231.
3. Силин А. А. Трение и его роль в развитии техники. М.: Наука, 1976. 175 с.
4. Усков М. К., Максимов В. А. Гидродинамическая теория смазки: этапы
развития, современное состояние, перспективы. М.: Наука, 1976.
5. Буяновский И. А., Фукс И. Г., Шебалина Т. Н. Граничная смазка. Этапы
развития трибологии. М.: Нефть и газ, 2002. 230 с.
6. Dowson D. History of Tribology. London; NY: Longman, 1979. 677 p.
7. Bartz W. J. History of tribology — the bridge between the classical antiquity and
the 21st century // Tribology 2001. Scientific achievements. Industrial applications,
future chellenges. Plenary and Session Key Papers from the 2 World Tribology
Congress. Vienna, Austria, 2002. Austrian Tribology Society, Vienna, 2002. P. 3-12.
8. Буяновский И. А., Фукс И. Г., Багдасаров Л. Н. Очерки по истории трибологии.
М.: Нефть и газ, 1998. 108 с.
••••■'"■' ■•"•'■ Глава 1
д ti Прогнозирование изнашивания с учетом
механических, физико-химических
и геометрических факторов
После известных расчетных зависимостей для определения величины
износа — работы Хольма, Хрущова, Кузнецова, Арчарда, Крагельского,
Фляйшера — в литературе преобладают чисто эмпирические подходы,
имеющие отношение только к отдельным узлам и конкретным
ситуациям в эксплуатации. Известные расчетные уравнения привлекают своей
простотой, но, к сожалению, не учитывают многих весьма важных
факторов. Например, влияния смазочного слоя (граничного и эластогидродина-
мического), теплофизического состояния трибоконтакта, адсорбционных
и диффузионных явлений, модификации трущихся поверхностей.
Поэтому используются в практике только весьма приближенные, сравнительные
и оценочные расчеты. Прогнозирование ресурсов на этапе
проектирования остро необходимо для современной техники. Особенно для узлов
трения, функционирующих в экстремальных условиях (аэрокосмическая,
атомно-энергетическая, скоростной транспорт, техника для освоения
Океана, глубоких недр Земли и др.). Актуальная задача заключается в
обобщении экспериментальных данных, прогнозировании надежности и ресурса
в широком диапазоне изменений напряжений, температур, окружающих
сред, воздействия полей различной физической природы (акустических,
электромагнитных, радиационных и др.) [1].
Предложение автора заключается в использовании физически
информативных критериев, полученных из теоретических зависимостей,
характеризующих процесс, и экспериментальных данных. Структура
полученных расчетных зависимостей содержит обобщенные переменные,
позволяющие понять доминирующие факторы в процессе изнашивания.
Количественный результат достигается при использовании расчетных
зависимостей, полученных на основе специальных экспериментальных
исследований или из практических обобщений. В основе исследований
лежит теория подобия и моделирования.
Воспользуемся понятием интенсивности линейного изнашивания
dh
Jh = dS>
1.1. Толщина эластогидродинамического смазочного слоя 25
где Л — величина линейного износа, S — путь трения. Скорость
изнашивания или интенсивность изнашивания по времени определяется как
dh
Лг — "7" — Л^,
ат
где т — время процесса изнашивания, v — скорость перемещения трибо-
поверхностей. Установив закономерность для определения интенсивности
изнашивания в различных условиях, не представляет трудности
определить ресурс по критерию износа реальных узлов трения.
1.1. Толщина эластогидродинамического
смазочного слоя '
Для катящихся со скольжением тел процесс формирования
смазочных слоев описывается уравнениями эластогидродинамической теории
смазки. Для простоты используем изотермическое уравнение Рейнольдса
' dp h- h0 "" "':'
где р = 0 при х = —со; р = dp/dx — О при х = xq. . , >-*ih>\.
Уравнение для определения зазора запишем в виде «.к г v.
— ^-1(^^)1
Р(С)»п
С-х
<-я0
dc
Уравнение, выражающее сохранение энергии, будет
dt _ dH
(S)"
+ kvt
где t = to при x = -oo;
t(x,o)=(—L—) /a
d*
dp
da;'
du
dyL=0{x - u)1/2
т + fo
\7rp2C2A2V2/ У
A M
dy
dw
,=A(*-<WI/2
+ tQ
Зависимость вязкости смазочного материала от давления и
температуры
fi = fioexp{{3p-i>At}.
На основе способа интегральных аналогов, исходной совокупности
Уравнений, граничных условий и условий однозначности были найдены
26
Глава 1. Прогнозирование изнашивания
критерии подобия, главные безразмерные комплексы, характеризующие
процесс трения и смазки.
Несущую способность контакта характеризует критерий fiv/Pn.
Деформированное™ контакта выражается через критерий Рпг)/т.
Температурные процессы, протекающие внутри смазочного слоя, определяются
критерием Асм/(^7**>2), где г; — vCK при анализе температур, возникающих
в результате диссипации энергии при скольжении, v = vEk ~ при
качении. Числа Пекле Ре( = bv\ja\ и Ре2 — bv2/(i2 характеризуют отношение
теплосодержания потока в осевом и поперечном направлениях, где 6 —
полуширина полоски контакта по Герцу; а^ — коэффициент
температуропроводности материалов.
Численное решение приведенной системы существенно нелинейных
интегродифференциальных уравнений может не дать приемлемого
количественного результата, так как математическая модель при всей ее
полноте и сложности не отражает многих скрытых и сложносвязанных
между собой явлений, сопутствующих процессам трения, смазки,
разрушения слоя смазки и реальных твердых тел. Составление расчетных
уравнений на основе экспериментальных результатов и полученных
физически информативных характеристик позволяет в определенной мере
компенсировать некоторые скрытые действующие факторы и находить
оптимальные значения коэффициентов. В результате получаются
уравнения, которые имеют физическое содержание, выражающие качественное
влияние основных факторов и дающие количественные результаты,
необходимые в инженерной практике.
Трудно построить теоретическую модель, учитывающую одновременно
влияние скорости качения и скольжения на формирование и разрушение
смазочного слоя. Наблюдения в практике и лабораторные исследования
реальных механизмов и физических моделей показывают существенное
влияние скорости скольжения на износ трущихся тел в смазочной среде, а,
следовательно, и на толщину смазочного слоя. Таким образом, общеизвестные
расчетные зависимости имеют ограниченное применение для реальных
процессов (малые скорости, кинематически чистое качение) [2-4].
На основании обобщенных критериев (безразмерных комплексов)
и экспериментальных исследований автором разработаны следующие
зависимости, учитывающие влияние скоростей качения и скольжения [2,3].
Для предельных условий трения, соответствующих возникновению
заедания, получено уравнение:
где:
Kz и е — экспериментально определяемые величины, зависящие от
физико-химических процессов. Величина Кз изменяется в зависимо-
1.2. Механические и геометрические факторы изнашивания 27
сти от материалов поверхностей зубчатых колес и применяемых масел.
Для зубчатых передач ЛГ3 = 1-3, для образцов-роликов К т. = 0,5-5.
Величина е = 0,23-0,35;
г/y/Rl{ + Rl2 — комплекс, характеризующий микро- и
макрогеометрию контактирующих тел;
РпР/г — комплекс, характеризующий деформируемость
контактирующих тел и пьезовязкостные свойства смазочного материала; -
A/ (/^г^Ре^) — теплофизический комплекс;
Pei,2 = (Pej + Рег)/2 — среднее число Пекле.
Воспользовавшись полученными безразмерными комплексами и
результатами экспериментальных исследований толщины масляной пленки
между катящимися со скольжением цилиндрическими телами, можно
получить расчетные зависимости для определения толщины смазочного слоя
с учетом тепловыделения в результате вязкой диссипации при качении
со скольжением
Анализ закономерностей изменения эластогидродинамического слоя
смазки показывает существенную роль скорости скольжения. При
качении со скольжением с увеличением скорости скольжения (Асм/(^/^ск))
толщина смазочного слоя уменьшается. При весьма тонких слоях
проявляется влияние температурных процессов в дискретных точках касания.
Разрушение смазочного слоя приводит к интенсивному изнашиванию,
заеданию трущихся поверхностей, к росту коэффициента трения
скольжения /. Возникновение значительных тепловых источников в пятнах
касания favCK приводит к оплавлению трущихся тел, при этом
коэффициент трения не увеличивается.
1.2. Механические и геометрические
факторы изнашивания
В случае преобладающего механического разрушения поверхностей
трения определяющими критериями являются [2,3]:
2>/НВ; fp/HB — критерий, характеризующий напряженное
состояние контакта, безразмерную площадь фактического касания тел. Этот
критерий наиболее представителен и применялся в расчетах при
различных видах изнашивания.
ft/£ — критерий, определяющий относительную толщину смазочного
слоя; h — толщина смазочного слоя; £ — характерный размер
абразивной частицы, режущей шероховатости или приведенный
размер шероховатостей y/R%, + Rl7. Критерий применяется при оценке
условий смазки и усталостном поверхностном разрушении.
28
Глава 1. Прогнозирование изнашивания
V)P/(Tq — критерий усталостной прочности трущихся поверхностей.
Ктах/(гшЬш) — критерий шероховатости (фактор Крагельского—
Комбалова).
1.3. Физико-химические факторы изнашивания
В случае физико-химического воздействия окружающей среды
(смазочного материала) необходимо ввести дополнительные критериальные
соотношения:
RT/Q — критерий, характеризующий устойчивость граничных
смазочных слоев;
RT/EX — критерий, характеризующий химическую модификацию
поверхностей трения.
Кинетические процессы формирования и разрушения поверхностных
слоев (соединений) зависят от временного фактора. Характерным
временем для катящихся со скольжением тел является гкср — d$/v — среднее
время единичного фактического контакта; <*ф — средний диаметр
фактического пятна контакта; v — скорость относительного движения тел;
Тк.св ~ Wv — среднее свободное время; 1Ш — среднее расстояние между
микровыступами или т^са — wHBd$/($pv); время контакта по
номинальной площади тк.н = 2b/v — для случая контакта цилиндров или цилиндра
с плоскостью (где 26 — длина полоски контакта, рассчитанная по методу
Герца); тсв = Sl/v — время свободного пребывания поверхности вне зоны
контакта (где 51 — путь, пройденный телом до очередного номинального
контакта).
1.4. Теплофизические факторы изнашивания
Влияние теплофизических процессов на интенсивность
изнашивания:
*к/*кр — критерий, определяющий влияние контактной температуры;
£«р — критическая температура (например, температура плавления,
гомологическая температура, температура характерных
физико-химических и структурных превращений в материалах трущихся тел);
</<5г/(^1,2*кр) — критерий, определяющий влияние температурного
градиента и теплового пограничного слоя, где q — удельный тепловой
поток, действующий на данное тело (плотность теплового потока).
Для приближенного определения толщины прогретого (теплового)
пограничного слоя, возникающего в теле при трении, можно
воспользоваться уравнением
1.5. Несущая способность трибоконтакта
29
Термонапряженность приповерхностного слоя характеризуется
критерием типа
' • •'• •■ • EatAt
pc(tK.n. -t)f<y» — термомеханический критерий. Критерий
характеризует склонность металлов к схватыванию и коэффициент трения.
Минимальные значения отношения теплосодержания материала при его
нагреве до температуры контактного плавления \pc(tKM. ~-t)\ к пределу
текучести соответствует меньшим значениям коэффициента трения
и склонности к схватыванию.
Использование указанных критериальных соотношений в расчетном
уравнении позволяет связать интенсивность разрушения с температурой
в месте контакта, температурным градиентом, термонапряжениями,
тепловым пограничным слоем, теплостойкостью материала, характерными
температурами, влияющими на состав и структуру контактирующих
материалов.
1.5. Несущая способность трибоконтакта г
Обшее поле напряжений на поверхности трибоконтакта <тц можно
представить состоящим из механических (силовых) и температурных
напряжений:
(Гц = <?m [fftjfa, У, V, /) + Ф^ц{х, у, V, Fq)] .
Безразмерные функции: (Гц зависит от координат точки ж, у,
коэффициента Пуассона v, коэффициента трения скольжения /; <т\л — от х,
у, v и числа Фурье Fo, где
2ог
Fo=—,
vrK
Or — коэффициент температуропроводности, v— скорость, гк — радиус
пятна фактического контакта.
Безразмерный параметр с.
. 2(\+y)atG , -■•.■• • п
ф<= "(П^Г7/г?г*- ■ < » >
Действие механических и температурных напряжений приводит к
снижению несущей способности трибоконтакта, к возникновению
пластических деформаций и изнашиванию контактирующих тел.
Температурный фактор <X>t принимался авторами как термомехани-
Ческий критерий начала изнашивания.
С примерами использования полученных расчетных зависимостей для
Различных узлов трения можно познакомиться в многочисленных работах.
30
Глава 1. Прогнозирование изнашивания
Обозначения
в], а,2 — коэффициенты температуропроводности материалов тел 1,2;
Ь — полуширина полоски контакта, рассчитанной по Герцу;
.. 6Ш — параметр опорной кривой; :.. '
с — удельная теплоемкость материала тела; . •• .:>,>< i
' ' Сем ~ смазочного материала; 1 ':г ,
йф — средний диаметр фактического пятна контакта;
В\,Е2 — модуль упругости материалов \, 2; ^ :.'•>>• - ;
:, Ех — энергия активации распада межатомных св$з$й,хюверхностных
с ; соединений; ■■.(<>■. ,j>
е — показатель степени; ;»
/ — коэффициент трения скольжения; ь, . , ...
Fo — число Фурье; ,..•..
НВ — твердость по Бринеллю;
, h ~ зазор> ^ v:\z.r '.'j^'.-c
Ло — минимальный зазор;
' '■'*•* Jft — интенсивность линейного изнашивания;
Дт — скорость изнашивания; г
fc — коэффициент теплового расширения смазочного материала',
.•t;\ JRl5 — экспериментальный коэффициент; ,,,. . >;
'ш — среднее расстояние между микровыступами; , 5, v'!, .< ,,u;
/> — давление; * '•' "'■' ; ' »1
Pej(2 — чыс/ш Яе/сле для тел 1, 2; . .
Q — теплота адсорбции;
<7 — удельный тепловой поток;
11,. 1 •.
С — жодуль сдвига;
R — универсальная газовая постоянная;
•Яш, Дв), .Йа2 — наибольшая, средняя высота неровностей тел 1, 2;
Ту Т\, гг — приведенный радиус кривизны, радиусы цилиндров 1,2;..
•• тш — приведенный радиус неровности; •
гк — радиус пятна контакта; ■■• v '..■
i9 — «уть трения;
5Св — идти 6 до очередного контакта; ,. ,гГ
Т — абсолютная температура; • v>•'• г , .:
Обозначения
31
t — температура;
Л< — приращение температуры;
tK — температура в контакте;
tKt> — критическая температура;
t$ — температура на расстоянии &г от'поверхности;
v — скорость;
vCK — скорость скольжения; ■•••'''
*'Ек — суммарная скорость качения; . •
V\, Vi — скорости контактирующих тЩХЛ 2;
ас — координата;
Xq — координата, где давление и градиент давлений равны нули);
у — координата поперек смазочного слоя;
at — коэффициент линейного температурного расширения;
/3 — пьезокоэффициент вязкости смазочного материала;
7 — коэффициент распределения тепловых потоков;
<$т — толщина теыювого пограничного слоя; - •'^ .•■
Г) — упругая постоянная материалов;
сг — напряжение;
<*т — максимальное напряжение; . .
&\а — изотермическое безразмерное напряжение;
cftj — температурное безразмерное напряжение;
<*ij = Vij/Vm — безразмерное напряжение;
сг0 — предел усталости;
°*пр — предельное напряжение разрушения для поверхностного слоя;
<?& — предел текучести;
А — коэффициент теплопроводности;
Асм — коэффициент теплопроводности смазочного материала;
р, — динамическая вязкость;
На — динамическая вязкость при атмосферном давлении;
v — коэффициент Пуассона;
V\ — коэффициент, зависящий от коэффициента трения и
напряженного состояния в контакте;
I'm — параметр опорной кривой;
р — плотность;
Рем — плотность смазочного материала;
32
Глава 1. Прогнозирование изнашивания
Ф^ — температурный фактор;
хр — коэффициент зависимости вязкости от температуры в фор-
муле Рейнольдса; , v
О — характерный размер;
С, о/ — дополнительные переменные в уравнениях;
т — время;
Тк.ср — среднее время единичного практического контакта;
Тк.св — среднее свободное время;
Ткм. — время контакта по номинальной площадке. ,.
Список литературы
1. Крагельский И. В., Щедрое В. С. Развитие науки о трении. М.: Иэд-во АН
СССР, 1956. 235 с.
2. Дроздов Ю. Н., Фролов К. В. Теоретико-инвариантный метол расчета
интенсивности поверхностного разрушения твердых тел при трении // Поверхность.
Физика, химия, механика. 1982. №5. С. 138-146.
3. Когаев В. П., Дроздов Ю. И. Прочность и износостойкость деталей машин. М.:
Высшая школа, 1991. 320 с.
4. Hamilton С. М., Goodman L. Е / Trans ASME. Ser E. Journal of Applied Mechanics
/ 1966. Vol.33. P. 371-376.
5. Дроздов Ю. N., Павлов В. Г., /Тучков В. N. Трение и износ в экстремальных
условиях. М.: Машиностроение, 1986. 224 с.
Глава 2
Развитие представлений
о внешнем трении
" I» . 'V >'■■-' ■. : 1Л, ■ ' '- .
г ■ :--<\ i ■ ■ ■■■ . : - . -
2.1. Классические теории внешнего трения
(30-80-е годы XX века)
Историю развития теоретических представлений о внешнем трении
в XX в. можно достаточно четко поделить на два этапа. Первый охватывает
период, начиная с работы Томлинсона (1929) и до рубежа 1980-х гг.
(момента появления зондовой микроскопии поверхностей). Второй этап,
примерно с середины 1980-х, характеризуется возросшим интересом физиков,
материаловедов и трибологов к поиску корреляций между
характеристиками межатомного взаимодействия, триботехническими и прочностными
свойствами материалов на нано-, микро- и мезоскопическом структурных
уровнях []]. Практически все предложенные модели, так или иначе,
упирались в недостаточность экспериментальных знаний и противоречивый
характер получаемых теоретических результатов, связанные с
исключительной сложностью описываемого процесса [2, 3). Хотя универсальной
теории внешнего трения, способной служить основой для инженерных
расчетов и решения широкого круга практических задач, так и не
предложено, можно констатировать определенный прогресс в ее развитии. Так,
успехи компьютерного моделирования и рост мощности и быстродействия
ЭВМ, а также новые экспериментальные методы исследования
материалов на наноуровне, такие как сканирующая туннельная (СТМ) и атомно-
силовая микроскопия (АСМ) [4|, позволили смоделировать трибологи-
ческие процессы при сухом и граничном трении в атомном масштабе
и с высоким временным разрешением [5-9].
Основным требованием к любой теории является ее адекватность
эксперименту. Как известно, эмпирический закон Амонтона—Кулона:
irp = /Я, (1)
где: N — нормальная сила; / — коэффициент трения, оказывается вполне
пригодным для многих инженерных приложений, когда речь идет о трении
макроскопических объектов. Кулоном была предложена также
двухчленная формула:
FTp = F0 + f]N. (2)
Современная трибология
34 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
Предполагается, что любая предложенная модель внешнего трения
должна удовлетворять (1) или (2) на макро- или микроскопическом уровне.
В 1919 г. было показано [10], что при трении чистых поверхностей
стекла имеет место эффект точечного сваривания, что было подтверждено
наличием вырывов и рельефом оппозитно расположенных участков
поверхности и свидетельствовало о достаточно сильном межмолекулярном
взаимодействии контактирующих поверхностей. Стремление понять роль
и механизм этих взаимодействий при трении привело к появлению первых
адгезионных (молекулярных) теорий, рассматривающих контакт
единичной микронеровности с плоской поверхностью или другими
неровностями [1,11-13]. Эти модели предполагали шаровую форму единичной
микронеровности, использование при описании контакта теории Герца и
степенной характер взаимодействия между поверхностями. Томлинсон [1]
предполагал, что между контактирующими поверхностями существуют как
силы притяжения, так и отталкивание, возникающее, когда тела
сближаются на расстояния порядка межатомных. Недостатком модели [1] явилась
зависимость / ~ N-'/3, не соответствующая закону Амонтона [2|.
Другой вариант подобной модели предложил Дерягин, который показал [II],
что наличие между телами сил притяжения должно приводить к
двухчленному закону трения (2) и качественно обосновал такую зависимость.
Боуден и Тейбор [14] предположили, что коэффициент трения
представляет собой отношение сопротивления срезу мостиков холодной сварки
между металлами к твердости более мягкого материала. Они предложили
гипотезу [14-16], согласно которой процесс трения можно представить
состоящим из этапов контакта микронеровностей, образующих между собой
адгезионные «мостики схватывания», роста контактной площади при
взаимном перемещении поверхностей и последующего срезания «мостиков»
вблизи или по границе контакта. Это они использовали для качественной
оценки коэффициента трения и объяснения зависимости / от нагрузки,
твердости, фактической плошади контакта, скорости скольжения,
температуры и наличия на поверхностях трения поверхностных пленок.
Поскольку адгезионные модели учитывали структуру
контактирующих материалов и ее изменения в условиях контакта лишь косвенно, через
поведение таких характеристик, как твердость или предел текучести
материала, в более поздних работах Боуден и Тейбор перешли к концепции
адгезионно-деформационной (АД) природы трения [15, 16]. Практически
одновременно Крагельским [17,18] было выдвинуто положение о
возможности существования между телами упругого контакта на уровне
микронеровностей. Согласно его взглядам, трение имеет двойственную природу
и определяется процессом преодоления адгезионных связей, возникающих
на площадках фактического контакта, и объемным деформированием
тонкого приповерхностного слоя внедрившимися в него неровностями. Сила
трения суммируется по реальным микроскопическим площадкам контакта
2.1. Классические теории внешнего трения
35
зависит от: прочности адгезионной связи и/или механических свойств
/упругих модулей, твердости и др.); микрогеометрии контакта; внешних
условий (температуры, скорости скольжения и проч.), причем влияние
температуры может проявляться через термическое поведение
механических свойств. Соответствующие такой «молекулярно-механической»
модели теории трения были предложены Журавлевым [12] и Щедровым [13].
Учет деформационного взаимодействия между неровностями в этих
работах проводится, не выходя за рамки теории упругости, и приводит,
в отличие от модели Томлинсона, к закону Амонтона [12] или
двучленному [13]. Удается связать / с величиной межатомного взаимодействия,
механическими свойствами и геометрией поверхностей.
Одновременно с пониманием важности деформационной
составляющей трения, как таковой, возникло понимание необходимости учета в ней
эффектов пластической деформации (ГТД) [2, 15, 16, 19]. Почти
одновременно Крагельский {17, 19] и Боуден с Тейбором [14, 15] предположили,
что имеются два вклада в трение скольжения — адгезионный и
пластический, связанный с «пропахиванием» поверхности контртела ползуном.
При этом, как выяснилось много позже [20], пластическая деформация
наблюдается даже при контакте металлических поверхностей в условиях
«чистого» вакуума, где, казалось бы, должно превалировать чисто
адгезионное взаимодействие. В работе [21] на основе рассмотрения упругопла-
стического характера контакта была получена расчетная формула
коэффициента трения. В [22,23] описание деформации материалов основано
на представлении о политропе сжатия, что дало FTp = fN1/2+x, где х = 1
для чисто упругого контакта и х — 0 — для пластического.
В рамках АД теории с использованием теорий упругости и
пластичности Крагельским и Михиным был проведен учет влияния на коэффициент
трения закона распределения неровностей по высоте (т.е. шероховатости).
Они получили трехчленную зависимость [24], из которой следует, что
в условиях упругого контакта трение обусловлено как силами
молекулярного взаимодействия, так и гистерезисными потерями при индентирова-
нии тонкого поверхностного слоя внедряющимися в него неровностями.
Для случая достаточно твердых материалов деформационной
составляющей трения можно пренебречь, однако для мягких материалов с низким
модулем упругости ее вклад может оказаться сравним с адгезионным.
При увеличении сближения контактирующих поверхностей все
неровности войдут в контакт, и наступит эффект «насыщения» в том смысле, что
^Определение неровностей по высоте перестанет играть какую-либо роль.
Поскольку АД теория в виде, предложенном Крагельским, Боуденом
Гэйбором, недостаточно совершенна, продолжают появляться все новые
°Дели трения этого типа. Данный подход еще далеко не исчерпал себя.
к> один из путей учета вклада пластики в трение предложен в [25], где
см°трена работа при ПД микронеровности. Показано, что работа силы
36 Глава 2. Развитие представлений о вжш*Шм трении
трения F^ на пути трения Ах равна ; - ., ; ,
FwAx = 2EmJ2Vi< О)
г
где: Епл — работа пластической деформации единицы объема; V* —
полный объем неровности, подвергающейся ПД; суммирование идет по всем
неровностям на пути Ах. Множитель «2» в (3) соответствует контакту
неровностей пары трения из металлов одного сорта. Фактическая
площадь контакта в данной модели равна X) М — Nf<rr, где сгт — предел
текучести объемного материала. Оценки показывают, что для
микронеровностей в форме трех сопряженных граней куба коэффициент трения
/ « 2(Щ1Л/<7Т, что сопоставимо со значениями, даваемыми адгезионной
теорией, согласно которой / к G/<tt, где G — модуль сдвига [14-16].
Достаточно популярными являются модели, рассматривающие
процессы диссипации энергии и работу сил трения, связанную с процессами
ПД. Например, работа [26] строится на предположении, что ПД
выступает в качестве «стока» выделившейся при трении энергии. Достаточно
интересны в этом плане идеи Ригни [27-29], который провел значительное
число экспериментальных исследований по физике трения и изнашивания
металлов и керамических материалов, изучая формирующуюся в процессе
трения структуру поверхностных слоев. Было установлено, что ПД при
трении концентрируется в сильно деформированной приповерхностной
области, имеющей микроструктуру, состоящую из дислокационных
ячеек, формирующихся уже на начальном этапе приработки, и обладающую
высокой степенью пространственной ориентировки. Можно
предположить, что силы трения обязаны своим возникновением существованию
этой сильно искаженной области и что основная работа, связанная с ПД
при трении, происходит именно в ней. Ригни и Хиртом была предложена
модель для оценки коэффициента трения при установившемся режиме
скольжения, когда энергия ПД расходуется лишь в виде тепловых потерь
без изменения величины энергии, запасенной ранее сформировавшейся
микроструктурой [30].
В первом приближении работа при ПД поверхностной зоны может быть
представлена как векторное произведение сдвигающего напряжения г,
прилагаемого в направлении скольжения ползуна к зоне с развитой
дислокационной ячеистой структурой, и деформации £ в этой зоне. Из-за
возможности существования нескольких активных систем скольжения,
в (т-е) надо проводить соответствующее усреднение, а в качестве ширины
дорожки трения w и толщины слоя t брать их средние по
деформированному объему. Таким образом, работа сил трения равна FSx = Vts, где
V = wtSx — объем, подвергшийся деформированию; 8х —- путь трения,
откуда:
2.1. Классические теории внешнего трения
37
ле все величины в числителе (4) связаны с характеристиками материала.
чеНИя w, t и N могут быть непосредственно измерены, г можно оце-
ить на основе данных для материалов, подвергшихся наклепу в условиях,
едущих к формированию ориентированной ячеистой структуры, и
трудности возникают лишь с определением е — ПД за цикл контактного
взаимодействия. Чтобы удовлетворять закону Амонтона (1), величина /
в (4) не должна зависеть от N. Естественно предположить, что как w, так
и t увеличиваются с нагрузкой, как w{N) ~ Nm и t{N) ~ Nn [30j, где
m п < 1. и^ хотя в общем случае f{N) ~ N^n+m~l\ для m « 1/2 [31]
и п ~ I/2 (в меди), / = const(JV).
Теория Ригни—Хирта позволяет объяснить поведение / как при
малых нагрузках, так и при больших N, когда т и е — функции N. При
этом в силу того, что при трении твердых тел влияние структуры
каждого из них на суммарное трение носит аддитивный характер, эту модель
можно обобщить на случай пленок, в том числе твердоемазочных, и
композитов [31]. Кроме того, при длительном установившемся трении
коэффициент / не должен зависеть от качества поверхностной обработки.
Модель [30] является дополнительным аргументом в пользу
существования тесной связи между эффектами трения и износа твердых тел [3,32,33].
Некоторые аспекты этой проблемы в связи с механикой разрушения
граничных слоев при трении и износе рассматривает Алексеев [34,35]. Им
показано, что напряжение сдвига т при микродеформации перемещающихся
относительно друг друга поверхностей, полученное усреднением по
подвергшемуся ПД микрообъему, описывается тем же двучленным законом
что и сухое трение. Сдвиг сопровождается дилатацией (изменением
объема), пропорциональной величине деформации сдвига с
коэффициентом пропорциональности, равным ft (пьезокоэффициент), который
зависит от структурной неоднородности среды. Дилатация при пластическом
сдвиге в процессе трения вызывается возникновением
микроповреждений (микротрешины и поры) под действием сжимающих нагрузок.
Когда степень поврежденности среды достигает некоторого критического
Уровня [35], система микротрешин теряет устойчивость, и в среде
возникает движущийся фронт разрушения («трещина»), перемешающийся
До Установления нового устойчивого состояния системы таких «трещин*,
'аким образом, процесс течения материала во фрикционном контакте
оказывается связанным с коллективным поведением дефектов структуры,
риводящих к образованию в системе дополнительных свободных по-
Рхностей, т. е. разрушению. В эту схему может быть включено также
Флективное поведение структурных дислокаций, как «микроструктур»,
зникающих при пластическом сдвиге. За основу Алексеевым приня-
модель, согласно которой особенностью ПД при скольжении ползуна
38 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
является априорно заданная поверхность скольжения (сдвига), тогда как
при ПД в обычном понимании направления сдвига образуют векторное
поле. Эксперименты [34J показали, что ПД во фрикционном контакте
в основном определяется разрывами сплошности среды трансляционного
типа («разрезами*), когда взаимное перемещение берегов разреза по
нормали бесконечно мало, а необратимая деформация сдвига реализуется
в основном за счет смешения берегов разреза, лежащего в его плоскости.
Поведение фрикционного контакта при больших ПД, сопровождающихся
разрушением (износом), определяется [35] свойствами материала,
закономерностями динамики фронта разреза и разорванных и прилегающих
к разным сторонам разреза частей материала, т. е. трением берегов
разреза, под которым понимается не характеристика фрикционного контакта,
а один из механизмов внутреннего трения.
Важнейшим моментом является описание условий локального
разрушения при трении. Изнашивание представляет собой существенно более
сложное физическое явление, чем трение, поскольку в нем процессы
пластической деформации, играющие важную роль при трении, сочетаются
с процессами локального разрушения приповерхностных слоев материала.
В этом плане могут быть интересны работы, объясняющие износ и трение
с позиций теории дислокаций и механики разрушения.
Представления о связи трения с износом использовали Су и Срид-
харан [36], когда для оценки коэффициента трения применили теорию
усталостного износа Су [36,37]. Они рассматривали работу, необходимую
для создания в процессе трения частиц износа, и приравняли ее работе
сил трения. В данной модели входными параметрами являются размер
частицы износа, прочностные свойства материала, величина деформации
за один цикл контактного взаимодействия и приблизительный вид
распределения деформаций вблизи поверхности. Как отмечают авторы [36],
традиционные АД модели трения приводят к заниженным на два-три
порядка по сравнению с работой внешних сил энергиям образования
частиц износа, что можно объяснить процессами накопления
циклических усталостных повреждений, которые характеризуются
возникновением пространственного распределения остаточных напряжений вблизи
поверхности. Важной характеристикой последнего может служить толщина
генерируемых при трении частиц износа <$. Анализ строится с
использованием энергетического критерия отслаивания Су [37].
В [36] рассмотрен установившийся режим сухого трения,
сопровождаемый износом поверхности, когда распределение напряжений по
глубине х пластически деформированной зоны £^(х) носит для данных
условий скольжения установившийся характер. ПД происходит циклически,
причем на каждом этапе происходит взаимодействие плоской
поверхности с одной микронеровностью. Для Uf циклов такого взаимодействия,
2.1. Классические теории внешнего трения
39
едущих к отслаиванию частицы износа, можно записать:
"/
где Д£1пл ~~ ПД на г~ом иикле- При этом работа, затраченная на ПД
металла Wfw > Д°лжна быть равна работе сил трения за всю историю нагружения:
Wm = Ы Y, J J {<r)d(e)i dx, '
t-}
о о
где b и I — ширина и протяженность частиц износа, соответственно;
(s)i и {о) — эквивалентные напряжение и деформация, являющиеся
функциями х. В качестве первого приближения в [35] приняли, что
(<т) = 0"о = const и существует связь между (е),- и Аегпл вида (е),- = m,Ae^,
причем величина шг = m — const(z). Тогда
Vt 00 00
7,ч г . г
Wnjl = пктоЫ 2_^ I А^пл ^х = чп^оЫ / £Пл <*#• :
*=' о о
После того, как первая частица износа толщиной б будет отделена,
можно подсчитать работу, необходимую для отделения каждой следующей
частицы
(Vf ОС 00 ч 6
У^ / Ael„n dx ~ Аегпл dx ] = тсг^Ы I Аегпп dx>
i=l о о ' о . .,
приравнять ее работе внешних сил, направленной против трения,
fNL
ш — I
гг внеш — >
где тг — число частиц износа, образовавшихся на пути трения L,
и,принимая, что объемный износ 1у = гсШ, получить
КтаЛеъ- 2aS)> s<x^
, Г , ч.-/>, . s (5)
Ч 6 26
-т
-±Л.
<J > Жо,
Де величина /Г = IV/(NL) характеризует стационарный процесс изнаши-
Ния, a eQ, £|, 0 и £0 — параметры поверхностного распределения £пл(ж),
Ределяемые экспериментально. Из анализа этого выражения видно, что
'К зависит только от материала контртела. В этой связи Су и Сридха-
°тмечают, что усталостная модель дает хорошую точность при оценке
40 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
по ней величины / в стали. К недостаткам их теории следует отнести
весьма приближенное знание полей напряжений и деформации под
ползуном, не учитывающее реальную картину распределения микродефектов
и усталостных микротрещин и предшествующие разрушению пропесссы
их накопления.
Чтобы распространить усталостную модель сухого трения [36] на
случай контакта со смазкой надо учесть работу внешних сил, направленную
на деформацию вязкой смазочной жидкости и приводящую к потерям
на тепловыделение, РГвнеш = Wm + WW3K. Для S < х0 это дает
/см — /сух + рСр/лТад -—у,
где: /сух — коэффициент трения для несмазанного контакта (5); Ср —
объемная теплоемкость смазочной жидкости; ДГад — скачок температуры
жидкости в условиях адиабатического процесса нагружения; Vcu — объем
смазочной жидкости, подвергшейся сжимающему воздействию ползуна.
Говоря о деформационных моделях трения, следует упомянуть также
работы Тсуя (39) и работы, использующие микромеханику разрушения.
В [39] предложена модель трения, основанная на оценке работы ПД
■/
Wnn = J рЕ„л dK
где: р — плотность материала; Епп — объемная плотность энергии
деформации, оцениваемая на основе данных по изменению микротвердости
в образце с глубиной. В случае, когда ПД сосредоточена в основном в
тонком приповерхностном слое толщины t, Fjp ~ pwt{Enn).
В работе [40] описана модель сухого трения, основанная на механике
разрушения при трении адгезионных мостиков схватывания. Разработано
много моделей разрушения, которые все, в принципе, могут быть
приведены к условиям Гриффитса—Ирвина [41] и отличаются лишь
физическим смыслом, вкладываемым в понятие энергии разрушения, куда могут
быть включены члены, связанные с вязкопластической деформацией
среды. В [40] используются концепции энергетического баланса Гриффитса
и ./-интеграл Райсса. Предполагается, что разрушение мостика
происходит при движении под действием сжимающих и сдвиговых напряжений
(разрушение I и II типов) двух трещин, распространяющихся навстречу
друг другу в материале мостика. Для хрупких материалов коэффициент
трения / = %ii{Hd)', для пластичных — f — 2/yn]i/(Hd), где 7™ —
поверхностная энергия разрушения по Ирвину [41]; у —
поверхностная энергия; 7™ > 1\ Н ~ твердость; d — средний диаметр мостика
схватывания. Поскольку J-интеграл связан с вязкостью разрушения К1с,
последнее соотношение можно переписать в виде , „
6EHd
2.1. Классические теории внешнего трения
41
где Е — модуль Юнга. Значениям /, наблюдаемым экспериментально,
соответствует d~ 1 нм в хрупких, типа керамик, материалах и d~ 10-100 мкм
0 пластичных металлах.
Розенфилдом опубликован ряд работ [42, 43], объясняющих трение
и износ с позиций теории дислокаций и механики разрушения. В них
образование продуктов износа связывают с особенностями процессов
скольжения дислокаций и/или образования трещин в приповерхностном слое
материала при ПД и пытаются на этой основе получить количественные
оценки. Взгляды Розенфилда на износ и трение близки, в целом,
концепции, развиваемой в работах Су. Считая, что трещины в слое у
поверхности играют важную роль в механизме изнашивания, он предположил,
что разрушение связано с одновременным действием напряжений сжатия
и сдвига и оценил роль взаимного трения частиц износа в этой ситуации.
Для этого было рассмотрено распределение упругих напряжений в теле,
действующих по нормали к поверхности (ось у) при точечном контакте
и скольжении вдоль оси х:
СГуу — I
27V \ cos (а - в) cos3 в
= <?ьу tg 0,
тту ) cos a
где: 0 — угол между осью у и направлением на точку полупространства
(элемент объема), в которой определяют <т; / = tga. Коэффициент
интенсивности напряжений Кц, характеризующий сжимающие и сдвиговые
напряжения, действующие на трешину протяженности 2а,
расположенную параллельно поверхности, равен
^и = {<Тху ~ ауу tg(3)(na),/2,
где tg /3 задает коэффициент трения между краями трещины (возможная
интерпретация /? связана с трением частиц износа друг о друга). Расчет
•Кц показал [43], что величина максимальных напряжений, действующих
на трещину, ведет себя, как л ctg/З, т.е. эффекты трения краев
трещины важны. Была показана также возможность существования в
приповерхностном слое устойчивых в смысле роста трешин, расположенных
на глубине ~ 2а под поверхностью. При этом зона вдали от поверхности
может описываться в терминах обычной континуальной теории
упругости и пластичности, а приповерхностная зона требует более детально-
1X5 анализа с позиций микромеханики и теории дислокаций. В развитие
Того подхода Розенфилд использовал дислокационную модель трещины
п° Билби—Котреллу— Свиндену [44]. При размере трещины а, большем
кРитического,
(Ъ - К"с
е- °g — предел упругости при сдвиге; G — модуль сдвига, в теле начина-
я катастрофическое разрушение. Эту модель модифицировали, чтобы
42 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
учесть трение краев трещин, что позволило объяснить монотонное
увеличение скорости износа с нагрузкой и скачки, возникающие при
определенных нагрузках и соотношениях коэффициентов трения (tga/tg/?),
соответствующих катастрофическому росту трещины.
Хотя подход к трению, объединяющий микро- и макромеханику
разрушения и дислокационные модели прочности, представляется
достаточно многообещающим, модели этого типа сильно идеализируют картину
процессов разрушения при трении. В действительности такое разрушение,
как показано в [34, 35], носит многостадийный характер. Одновременное
сосуществование процессов нескольких масштабных уровней приводит
к образованию на начальной стадии разрывов малой длины, рост
которых тормозится дефектами структуры следующего иерархического уровня,
и лишь достигнув больших размеров или критической концентрации, эти
«малые» разрывы способны вызвать разрушение менее прочных, но
более крупных структурных образований. Энергия же продвижения более
крупных, ~ 10-100 мкм, разрезов оценивается трещиностойкостью среды,
а по мере уменьшения длины разреза ее величина приближается к
значению энергии, входящему в исходную форму критерия Гриффитса [41], т. е.
с точностью до постоянного множителя определяется 7 — поверхностной
энергией материала и его идеальной прочностью. Это означает, что модели
разрушения или их параметры, используемые при анализе фрикционного
контакта, с изменением размера несплошностей среды должны
различаться и, применительно к разрывам малых размеров, учитывать атомно-
кристаллическую структуру и ее дефекты. Тип напряженного состояния
[отрыв (I), сдвиг (II) или антиплоская деформация (III)] на фронте разреза
зависит от скорости его распространения [35]. Работа сил трения идет как
на изменение поверхностной энергии разрыва, так и диссипирует в
окружающую среду в виде тепла.
Типичным недостатком рассмотренных выше моделей внешнего
трения является учет, как правило, лишь отдельных сторон явления. Сила
трения представляет собой сумму различных состаштяюших,
обусловленных протеканием при заданных условиях контакта трущихся тел ряда
механических, физических и химических процессов:
Яр = Х>, (6)
где F( — отдельные компоненты силы трения. Для условий
нормального внешнего трения в отсутствие газогидродинамических смазочных слоев
Костецкий [32] выделяет в (6) составляющие, обусловленные: F\ —
сопровождаемым тепловыделением скольжением в граничном слое; i<\ —
изменением внутренней энергии в результате текстурирования поверхностного
слоя металла; Рз — упруго-колебательными процессами трансформации
тепла в приповерхностном слое; F* — взаимодействием молекулярных
полей твердых фаз; F$ — механизмами разрушения, накопления поврежде-
2.1. Классические теории внешнего трения " 43
ий и диспергирования вторичных структур; JP6 — внешней диссипацией
нергии (акустическая, экзоэлектронная эмиссия и т.п.). В адгезионных
моделях F^ = ^4, а работа связей других типов игнорируется. В АД
моделях в качестве силы трения, как правило, рассматривают сумму FA и F$.
Модель Ригни—Хирта и модели, основанные на механике разрушения,
полагают, что Fjp — F2-\- F5. Случай полной упруго-колебательной
трансформации работы трения (F-^ — Ft,) без учета работы связей других типов
рассмотрен Адировичем и Блохинцевым [45].
Критический анализ различных теорий дал Мадаксон [46], который,
основываясь на анализе размерностей, показал, что сила трения,
возникающая при контакте одинаковых тел, является функцией реальной площади
контакта Аг, скорости скольжения v, нагрузки N> плотности р,
поверхностной энергии у, энергии деформации Еп„, подвергшейся деформации
площади 5Д, шероховатости h, температуры Т, твердости Н и
характеризующих среду и испытательную установку переменных. В силу того, что
адгезия, у и Е взаимосвязаны, / — F^/N — Кфхфгф^гпр,: К— константа;
(рх 2.з — адгезионный, поверхностный и деформационный факторы
соответственно. Точная форма ip{ неизвестна, поэтому автор анализирует
конкретный вид возможных зависимостей <pi, основываясь на анализе
размерностей и результатах расчетов в рамках различных теорий трения. Так, если
положить <р2 и if?, постоянными, то для установившегося процесса трения
(р{ = К\ (pArv2/N)2/2+x, где К) — постоянная, показатель х дается
теорией [23], а при трении пары разноименных материалов в качестве р в <р\
выступает плотность более мягкого из них. Аналогично, <?2 можно
записать в форме, предложенной в [47],как<р2 = Кг/(\-21гу/Н), где Ь = const,
а вид <ру может быть получен из [39\. Входящие в выражения для <pi
множители Ki, не являются, вообще говоря, константами и зависят от геометрии,
температуры, физических свойств материала и т. д. Поскольку процессы
при трении взаимосвязаны, Мадаксоном был сделан вывод, что в чистом
виде ни адгезионная, ни деформационная, ни какая-либо другая теория,
берущая за основу лишь одну сторону процесса, не может адекватно
объяснить процесс трения. Последнее является результатом трех одновременно
иДущих процессов — механического взаимодействия микронеровностей
поверхностей трения, адгезионного взаимодействия между ними,
частицами износа и плоскими участками контактирующих поверхностей и ПД
поверхности твердыми выступами микрорельефа («пропахивания»).
Предпринимались попытки создания новых адгезионных и АД
моделей, достоинством которых следует считать стремление их авторов аде-
ватно отразить характер сил межатомного и межмолекулярного взаи-
одействия и термофлуктуационный характер формирования и разрыва
Язей в процессе контакта микронеровностей [48-52].
Поскольку одним из доминирующих механизмов при трении твердых
л является формирование и разрыв связей в процессе контактирования,
44 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
температурное повеление / должно подчиняться обшим закономерностям
для такого рода явлении. Отечественные исследования показали, что
поведение материалов при трении в значительной степени сходно с поведением
при обычных видах деформации J 53] и может быть описано
представлениями кинетической теории прочности, согласно которой накопление
повреждений и разрушение носят термофлуктуационный характер |54, 55].
Температурная зависимость долговечности тела до разрушения имеет вид:
где: го ~ 10~,2-10~п с; Есв — энергия связи; <т — разрывное напряжение,
приложенное к телу; £ — структурно-чувствительная постоянная, а
соответствующая ей временная зависимость прочности [54]:
<r(T) = *m,-ly—)*(-)= j •
Термофлуктуационная модель разрушения позволяет описать
поведение тела под нагрузкой, в том числе явления изнашивания. Накопление
повреждений при усталостном износе было рассмотрено Вуттке [56],
абразивное изнашивание — в [57]. Поскольку процессы изнашивания и трения
сильно взаимосвязаны, можно ожидать, что термофлуктуационные
процессы будут определять и поведение /(X).
Расчет адгезионной составляющей F^ применительно к
кристаллическим твердым телам и полимерам был выполнен в работах [48-50). В [48}
различали два типа процессов на фрикционном контакте: работу,
расходуемую на разрыв атомных связей, возникающих при соприкосновении
тел, и энергию, диссипируемую в релаксационных процессах, связанных
с выравниванием теплового состояния контактирующих атомных слоев.
В результате была предложена формула аррениусовского типа для
зависимости / от скорости ползуна v и температуры:
'-Ш-{¥Н-ёМ^Ш1"-
где: <г/<т7 — отношение прочности на срез <т к пределу текучести; .EUp.
-Еразр — энергия активации образования и разрушения мостика
схватывания; L — среднее расстояние между микронеровностями; К — константа.
Адгезионный коэффициент трения, полученный в рамках сходных
предположений в модели [49], был равен ,.
,..-,. / = ^~Пп{АЬЕ + ВСрт),
2.1. Классические теории внешнего трения
45
где: Ад — плошадь взаимодействия двух неровностей; пат — атомная
плотность; N — число неровностей на поверхности; R — радиус
неровности; АЕ — работа по преодолению сил связи между двумя атомами
при их сближении; Ср — теплоемкость; г — время жизни фрикционного
контакта; Р — нормальное давление; А, В — постоянные.
Бартеневым [50] было рассмотрено трение высокоэластичных
полимеров, например, резины, описываемой моделью, где отдельные
полимерные цепи, присутствующие в поверхностном слое, сцепляются с
твердой поверхностью. Время, которое одиночная цепь длины А находится
в контакте с поверхностью до перескока в новое устойчивое положение
ограничено, экспоненциально убывает с температурой и растет с высотой
энергетического барьера £/, обусловленного взаимодействием
молекулярной цепи с поверхностью. В этих условиях , , .
*,-<*(.-I).
где: Т0 — константа с размерностью температуры, равная
*Б V V )
vq~c — скорости звука в стекловидном полимере; С — 2U/{XAK)\ AK —
площадка фактического контакта в расчете на одну цепь — являются
параметрами структуры полимера. Рассчитанный на этой основе коэффициент
трения линейно падает с повышением Т и растет как In v.
Схожая температурная зависимость
.\—L
/СП-
у i-Wr
где а — численный коэффициент, определяемый типом кристаллической
структуры, была получена также для сухого трения металлов в рамках
адгезионной модели [51], исходя из достаточно грубых представлений
о характере взаимодействия металлических атомов.
Для описания сухого трения предлагались также модели полуэмпи-
рического типа, в которых одни параметры рассчитывают, а другие берут
из опыта. Так, Назаренко и Анистратенко [52, 58, 59J деформационную
компоненту трения металлов оценивают на основе дислокационной
модели внешнего трения [58], приравняв внешнее напряжение напряжению
сдвига, вызывающему появление ступенек сдвига с высотой,
определяемой дислокационной плотностью р. С учетом взаимодействия движущих-
Ся дислокаций получили
'Р-")*т1, ,,/2/. v
(епл)' (sine),
/пеф — 6,3
гДе: сгт — предел текучести; G — модуль сдвига; v — коэффициент Пуас-
с°на; (sin a) — ориентационный фактор; e^lp) — степень ПД при трении,
46 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
выраженная через отношение ширины дорожки трения к радиусу инден-
тора [59]. Оценку составляющей f^ эти авторы проводили на основе учета
сил ион-ионного кулоновского и косвенного через электроны
проводимости электрон-ионного взаимодействия, которое учитывали по
Френкелю [60]. Полученное выражение для /Mr было функцией валентности
и атомного объема, а также зависело от типа структуры через постоянную
Фреш * определяемую через соответствующие решеточные суммы.
Поскольку вклад в адгезионную составляющую трения могут давать только атомы,
расположенные на вершинах ступенек сдвига, /адг ~ р^2, как и /деф.
Таким образом, суммарное значение / зависит от уровня ПД по известному
закону [16, 17].
Классическая АД теория предложена Страфелини [61]. В ней
коэффициент трения для пары, состоящей из материалов А и В, определяется
соответствующей площадью пластического контакта и величиной работы
адгезии W^ = 7а+7в ~1ав ■ Вводится эффективная работа адгезии Сэфф,
связанная как с работой адгезии И^дг, так и с необратимыми локальными
процессами ПД в зоне контакта. При этом
*_Ъп |
/"^тч/1-12(т>т)2'
что близко соответствующей зависимости, полученной в теории Боудена
и Тейбора [14,15]. В случае, когда оба материала пары трения обладают
ГЦК структурой, работа адгезии и / однозначно связаны соотношением
w - 7Jf
мг vttw
Модель ]61] было предложено использовать как для оценки /, так и для
количественного описания величины скачков в процессе сухого трения,
связанных с переносом более мягкого материала,
f =/ал* +/лв(1 - 6),
где S — степень покрытия поверхности перенесенным веществом.
Структурно-энергетическая модель трения графита предложена в
[62-65]. Предполагается, что после завершения приработки поверхности
трения графитовых индентора и контртела будут покрыты слоем
кристаллитов, ориентированных в направлении движения. При движении
контакта вдоль поверхности трения перемещение базисной плоскости
ползуна относительно базисной плоскости кристаллита должно происходить
по эквипотенциальной поверхности, вследствие чего затраты на такое
перемещение должны быть ничтожно малыми. Это связано с тем, что
действующие между плоскостями легкого скольжения графита
дисперсионные силы имеют ненаправленный характер, зависят от расстояния z
между ними и не зависят от их относительного положения х на плоскости.
2.1. Классические теории внешнего трения 47
Поскольку при пересечении границы кристаллита контакт нарушается,
оабота, затрачиваемая на разрыв контакта, равна энергии расслаивания
базисных плоскостей на площади, равной площади базисной плоскости
в отдельном кристаллите L\. При трении в присутствии смазки, в том чис-
пе паров воды и иных веществ, последние вследствие малого расстояния
между атомами углерода в базисной плоскости можно рассматривать, как
двумерный газ, адсорбированный на графитовой поверхности [63]. При
этом зона фактического контакта за счет повышенного адсорбционного
потенциала действует на молекулы этих веществ, как адсорбционная
«ловушка», в которой даже при очень малых степенях заполнения $ < 0,01
существует смазочный монослой молекул граничной смазки [64].
При нарушении контакта, связанном с пересечением границы
кристаллита, должна наблюдаться вынужденная десорбция молекул из зоны
контакта вследствие резкого снижения адсорбционного потенциала.
Работа на перемещение контакта на расстояние I вдоль поверхности трения:
т„ (Яс ~ 2qs)l
w= ,
где qz и qs — интегральные теплоты адсорбции на контакте и на свободной
поверхности.
Приравняв Wработе сил трения, получаем:
ft - 2y-s
LnN
(V
где разность интегральных теплот в (7) равна произведению
соответствующих дифференциальных теплот адсорбции на ее величину В в зоне
контакта. Поскольку зависимостью дифференциальной теплоты адсорбции q
от степени заполнения микропоры можно пренебречь, разность величин
адсорбции в микропоре и на свободной поверхности можно представить,
как предельную величину адсорбции, умноженную на, соответственно,
степень заполнения микропоры и свободной поверхности. С учетом этого
;- *
Н)
(8)
r __ 2zBAz,-]-aV^9.
LaPrVr
где: р —. парциальное давление паров адсорбата; рг — фактическое
давление в контакте; ps — давление насыщенного пара адсорбата; Vm = М/р —
молярный объем жидкой фазы адсорбата (мл/моль); М, р —
молекулярная масса и плотность адсорбата; а ~ I — геометрический множитель; вс
и 0$ — степени заполнения поверхности адсорбатом для контакта и
свободной поверхности; z — полуширина щели, для которой существует
эМпирическая формула, связывающая ее со «средним» радиусом R
молекулы адсорбата. Для изотермы адсорбции 9(р) на графите было
предложено использовать модель Дубинина—Радушкевича [64]. На этой основе
48 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
была получена замкнутая система уравнений для расчета коэффициента
трения во всей области p/ps, описывающая переход от низкого к
высокому трению смазанных графитовых поверхностей при изменении внешних
условий
Л /выс(0\2
< • - / = /сух + (/см - /сух) ( Nz J - * •"■ <> 'Ч> ■-■ -' • : '■■
гле: ,■;•.•.,. "• ;Г •->•, :>••'■ •
В = 80,6; С = 0,06. Здесь величина /сух характеризует высокую величину
трения в несмазанном контакте, а /см — низкое трение в контакте,
«смазанном» полимолекулярным адсорбированным из паровой фазы слоем.
Снижение коэффициента трения графита связано с образованием на
фактической площадке контакта смазочного слоя адсорбата [64j. При этом
в «переходной» области зависимость трения от нагрузки носит более
сложный характер, чем обычный двучленный закон.
На базе модели для графита была предложена также модель трения
твердых тел АД типа [65].
Деулин и Гаценко использовали эту модель, чтобы исследовать
поведение при трении подвижных кремниевых элементов
микроэлектромеханических систем в условиях высокого и сверхвысокого вакуума,
предположив, что смазочный эффект связан с присутствием паров воды в
остаточной атмосфере [66,67]. При этом режим трения, как они показали,
зависит от степени вакуума и в зависимости от нее может носить когези-
онный, адгезионный, адгезионно-вязкостный или капиллярный характер,
причем закон трения в каждом диапазоне остаточных давлений должен
иметь свой вид.
Наряду с АД и основанными на механике ПД и разрушения
моделями трения, еще одним популярным их типом являются модели,
рассматривающие процессы диссипации энергии при трении. Одну из первых
моделей подобного рода для сухого трения предложили Адирович и Бло-
хинцев [45]. Адгезионное взаимодействие в прямом виде в ней отсутствует,
трение объясняют рассеянием энергии упругих волн, возникающих при
контакте и взаимном перемещении двух упругих тел, поверхности которых
имеют рельеф в форме периодически распределенных ступенчатых
выступов-шероховатостей. В результате соударений этих выступов возникают
упругие волны, которые распространяются от поверхности вглубь тела,
где быстро затухают. Поток энергии, связанный с этими солитоноподоб-
ными возбуждениями, равен мощности, затрачиваемой на преодоление
силы трения, которую удалось оценить, зная плотность такого потока.
В этой модели сила трения зависит не только от нормальной нагрузки,
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология 49
яо и от противодействующей взаимному перемещению тел механической
силы, вызванной упругими соударениями неровностей.
Более совершенные теории подобного типа используют для
описания диссипации энергии динамику решетки. В наиболее простой форме
это может быть сделано путем рассмотрения твердого тела, как системы
независимых гармонических осцилляторов. Упрошенные модели
подобного типа часто используют в физике для описания атомных и тепловых
свойств [68]. Теория сухого трения Теодоровича [69] базируется на
рассмотрении возникающих при трении тепловых колебаний одномерных
решеток. В качестве модели последних он рассмотрел линейные цепочки
атомов с трансляционным периодом о. Было показано, что при взаимном
перемещении двух одномерных кристаллов вклад адгезионной
составляющей в диссипацию механической энергии связан с возбуждением при
относительном перемещении тел тепловых колебаний-фононов, а вклад
деформационной — с работой остаточной деформации. Это позволило
предложить, что при кулоновском законе межатомного взаимодействия
термическая и скоростная зависимость силы трения в пределе высоких
температур может быть представлена как
J5L, = A Cth [ — — « -т.
^ \кТ) v2 v2
Обращает на себя внимание сходство рассмотренной Теодоровичем
модели с моделью прочности твердых тел Френкеля и Конторовой (ФК) [70].
Эта модель широко используется в теории дислокаций [71,72] и при
описании некоторых других явлений в твердых телах. Как оказалось, ее можно
применить также и для рассмотрения процессов трения на атомарном
уровне. В работе [70] ФК рассмотрели задачу о передаче механического
возбуждения, природа которого, вообще говоря, ими не оговаривалась,
гармонической атомной цепочкой, движущейся в периодическом
внешнем силовом поле. Хотя идея воспользоваться результатами теории ФК
Для описания относительного скольжения двух кристаллических решеток
была довольно очевидна, первая подобная публикация появилась лишь
в 1978 г. [73]. К обсуждению ее вернемся, рассмотрев предварительно,
почему предлагавшиеся до настоящего времени модели трения не всегда
позволяют описать поведение трибосистем при внешнем трении.
2.2. Иерархия структурных уровней
и нанотрибология (80-90-е годы XX века)
В настоящее время многочисленными экспериментальными и
теоретическими исследованиями установлено, что процессы накопления по-
8Реждений в материале и его последующего разрушения носят
иерархический характер, допускающий наличие большого числа масштабных
уровней [74-76]. Можно предположить, что адекватное описание поведения
50 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
материала при трении и износе может быть получено лишь с помощью
иерархической системы моделей различного масштаба, как бы
«вложенных» друг в друга. На возможное существование подобной структурной
иерархии при трении указывают закономерности строения поверхностных
слоев материалов, возникающие при трении и износе и наблюдавшиеся
в работах [27-29, 34]. В частности, было показано, что взаимодействие
поверхностей на фрикционном контакте носит комплексный характер
и является результатом сочетанного действия ПД, фазовых превращений,
явлений адгезионного переноса, внедрения и механического
перемешивания компонентов и требует совместного учета физико-химического
взаимодействия и механических свойств.
В зависимости от масштаба неоднородностей, как показал
Владимиров [77], можно условно выделить ряд характерных масштабных уровней
при описании процессов при трении (см. табл. 1). Самым нижним
является микроскопический уровень, включающий механизм межатомного
взаимодействия, а также дислокационные механизмы, активируемые в
результате ПД контактирующих поверхностей, а высшим —
макроскопический уровень, на котором возможно усреднение характеристик материала
по наиболее крупному масштабу имеющихся в твердом теле
неоднородностей и его описание с помощью континуальной механики упругопла-
стической среды. В промежутке между этими двумя крайностями лежит
большая группа структурных уровней трибосистемы, носящая
промежуточный, мезоскопический, характер.
На основе этой классификации зоны больших ПД, возникающие при
контакте трущихся поверхностей [27-29,34,35], могут быть отнесены к ме-
зоуровню, а элементы вторичных структур, наблюдаемые при трении, —
к мезо- и фрагментарному уровням. Процессы фрагментации
поверхностных слоев при трении на микрообъемы ~ 0,1-10 мкм, наблюдавшиеся
в [27-29], и образование зародышевых трещин такого же размера [44],
являются процессами одного масштабного мезоуровня. При этом
особенностью трибосистем являются мезоскопические размеры поверхностных
слоев трения по толщине и макроскопические — вдоль поверхности. Это
должно приводить к существованию в них не одного, а ряда характерных
масштабов свойств. Таким образом, поверхностные слои трения
должны представлять собой сложную композитную структуру с переменными
механическими свойствами, химическим и фазовым составом и
кристаллической структурой.
В настоящее время не существует единой теоретической схемы,
позволяющей связать механику формоизменения деформируемого тела и
теорию различного рода дефектов в нем. При этом требуется использовать
такие образы, как солитоноподобные образования в сильно неравновесной
кристаллической среде, пространства с дилатацией, кривизной, кручением
и сдвигом, иерархически соподчиненные структуры [78|. Теоретический
Таблица \
Характерные масштабные уровни при описании процесса трения
Тип описания
микроскопическое
мезоскопиче-
ское
макроскопическое
Структурный уровень
микроскопический
(наноуровень)
мезоуровень
■ ■ - .
фрагментарный
структурный
макроскопический
Масштаб неоднородности Л
d«A«^'/2;
d — межатомное расстояние;
р — плотность протяженных
дефектов (дислокаций)
0,! < Л < 3 мкм
10 < А < 30 мкм
~ 3 мкм < А < 1 мм
(характерный размер
элементов структуры материала)
10 мкм < А ^ неск. мм
Механизмы, определяющие поведение
н свойства системы
межатомные взаимодействия и дислокационные
механизмы, активируемые при ПД поверхностей
число дефектов в объеме ~А3, достаточно велико,
чтобы считать их поведение кооперативным, но еще
достаточно мало, чтобы не допустить
использование приближения сплошной среды в силу сильных
флуктуации р (единичные дисклинаиии —
группы дислокаций, организованные в границы блоков
и зерен)
наличие кооперативного поведения в системах,
составленных из объемов мезоуровня (группы
дисклинаций и ротации, возникающие при ПД)
эффекты, связанные с поликристалличностью
и большими локальными деформациями, вблизи
элементов фазовой структуры (зерна, выделения
фаз, включения и т. д.)
возможно использование методов механики
сплошной среды
52 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
аппарат, используемый для их описания, чрезвычайно сложен, а
аналитическое описание, как правило, невозможно. Все это объясняет причины,
по которым физические модели трения, в которых делалась попытка дать
одновременное описание яапений мезоскопического и
макроскопического масштабов в терминах только одной континуальной или
микроскопической теории, не всегда были успешными. В связи с этим требуется
использование численных схем расчета, в которых значения величин более
высокого структурного уровня, например, полей напряжений, будут играть
роль граничных условий для структурных единиц более низкого уровня.
Последовательно повторяя эту схему для каждой пары ближайших
уровней, можно на основе поведения дефектов на микроуровне определить
макроскопическое поведение материала. Поскольку не ставится целью
выделить какие-либо отдельные механизмы, а представить весь их спектр,
указанная схема делает возможным только численное моделирование.
Современное развитие методов вычислительной физики твердого
тела и компьютерного эксперимента, например, молекулярно-динамиче-
ского [5-9], дало возможность моделировать сложные трибологические
процессы на наноуровне в реальном масштабе времени. К сожалению,
из-за сложности такого рода моделей физику происходящих на
атомарном и наноуровне процессов только на их основе понять не удается.
Чтобы выяснить ее, часто идут на значительные упрощения. В этом
плане одними из наиболее простых являются атомные модели трения,
представляющие трущиеся тела, как совокупность гармонических
осцилляторов.
Как известно, явления трения и изнашивания разделить достаточно
трудно. Примером могут служить рассмотренные в предыдущем разделе
АД модели, в которых наряду с адгезионным взаимодействием
поверхностей важную роль играют процессы их ПД. При этом как те, так и другие
приводят к энергетическим потерям, причем диссипация энергии
происходит не столько на границе раздела тел, сколько в объеме
приповерхностных слоев и связана с движением и взаимодействием образующихся
дислокаций. Применение атомных моделей дает способ исключить из
рассмотрения деформационную составляющую и качественно оценить вклад
в трение, связанный с потенциальной (внутренней) энергией трибосисте-
мы и колебаниями кристаллической решетки.
Имеются две подобные простые атомные модели (см. рис. 1). Одна
из них в теории трения известна как «модель независимых осцилляторов»
(модель Томлинсона, см. главу 9), а другой является модель Френкеля—
Конгоровой (ФК) [70]. В модели независимых осцилляторов у
поверхностных атомов ползуна, движущегося в периодическом потенциальном
рельефе поверхности контртела, нет связи друг с другом, но они
гармонически связаны с самим ползуном. В модели ФК поведение каждого
из атомов на поверхности определяется поведением его ближайшего окру-
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология 53
k ■' V-r
рис 1- Атомные модели трения: а) на основе системы независимых; б) системы
связанных (модель Френкеля—Конторовой) осцилляторов, движущихся в
периодическом потенциальном рельефе. Связи между атомами показаны штриховой линией
жения, тогда как связь с остальными атомами ползуна отсутствует. Многое
в поведении этих моделей можно понять, рассматривая поведение
одномерных решеток. Свойства модели независимых осцилляторов на основе
ее одномерного аналога подробно рассмотрены в [79, 80]. В отношении
трения эта модель приводит к принципиально тем же результатом, что
и более совершенная с физической точки зрения модель ФК, поэтому
перейдем сразу к рассмотрению последней. Модель ФК [70] первоначально
рассматривала движение одномерной атомной цепочки (например,
содержащей упругое возбуждение, какой-либо структурный дефект или волну
зарядовой плотности) в периодическом силовом поле F(u + a) — F(u),
где a — период поля, совпадающий с периодом одномерной решетки.
В модели ФК предполагают дополнительно, что F(u) ~ sm2(iru/a).
Нелинейность функции F{u) является основной в модели ФК, поэтому
взаимодействие ближайших соседей вдоль одномерного кристалла
достаточно учесть в гармоническом приближении. Получающееся уравнение
Движения n-го атома цепочки учитывает, таким образом, поведение его
ближайших соседей слева и справа:
j
(9)
Модель ФК успешно используется в теории дислокаций, при
описании эпитаксиального роста, электрических и магнитных свойств твердых
Teji. К проблеме внешнего трения теорию ФК впервые применил
Соколов [81,82], который первоначально занимался волнами зарядовой
плотности в одномерных суперионных проводниках [73]. Он показал, что если
ПеРиод решетки несоизмерим с периодичностью волны зарядовой
плотности F(w), при определенных условиях возможна ситуация, когда эта
в°лна вместо удержания ее на месте потенциальным рельефом (гтиннинг)
^особна свободно перемещаться вдоль него даже при очень небольших
вешних воздействиях.
54 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
Соколовым (1984) было обращено внимание на сходство задач о
поведении волн зарядовой плотности и о динамическом внешнем трении [81].
Подобным образом может, вообще говоря, быть рассмотрена любая
система двух упругих тел, в которой поверхностное взаимодействие в некоторых
точках поверхности сильнее, чем в других (например, это могут быть
микронеровности). По сравнению с исходной моделью ФК, в теории
динамического трения [82] решается более сложная задача о поведении
составленного из гармонических осцилляторов полукристалла, одна сторона
которого взаимодействует с периодическим потенциалом, двигаясь
относительно него со скоростью v, тогда как противоположная сторона остается
неподвижной. Получаемое в такой модели уравнение, описывающее
смещения атомов, в целом, аналогично (9). Отличие состоит в том, что вместо
u(n) рассматриваются координаты атома u(R), задаваемые вектором
R — fiiai + ^2°2 + W3O3,
где а, — постоянные решетки, щ — целые числа; в выражении под знаком
синуса вместо и стоит u + vt, а также учтены эффекты затухания атомных
колебаний, добавлением в правую часть уравнения (9) члена -туй,
содержащего зависимость от скорости атомов. Решение этого уравнения было
получено методом функций Грина [82]. Средняя сила трения определяется,
как результат работы, связанной с перемещением кристалла в
периодическом потенциальном поле W — {Fw)v. Выражение для (F^) в
аналитической форме можно записать, используя теорию возмущений. Для случая,
когда период решетки в плоскости скольжения а и период потенциала b
несоизмеримы, т. е. отношение b/a не выражается рациональным числом,
Nq 32тг т v±v\\ vL
гдеЖ с — период решетки вдоль кристаллографической оси, нормальной
плоскости скольжения; ttj_,|| — скорость распространения фононов
(звуковых волн) по нормали и в самой плоскости скольжения; Nq — общее
число атомов на плоскости скольжения. В случае, если решетка
ортогональная, периоды а и с совпадают, вместо (10) можно записать:
Из уравнения (II) следует, что трение определяется эффектом
несоизмеримости периодов решетки ползуна и контртела, характеристиками
силового и фононного взаимодействия в решетке, эффектами затухания
и не зависит от приложенной нагрузки.
Чтобы выяснить роль эффектов затухания, было получено
численное решение основного уравнения модели в условиях его отсутствия при
7 = 0. Результаты показывают, что сила, которая должна быть приложена,
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология 55
чтобы обеспечить скольжение с v — const, испытывает периодические
знакопеременные осцилляции, величина которых сопоставима с А0, и трение
отсутствует. Чтобы трение существовало, значение 7 должно превышать
некоторое пороговое значение, определяемое характеристиками фононно-
го спектра. Оценки показывают [83], что для M0S2 оценки кинетического
коэффициента трения носят правдоподобный характер и близки
экспериментальным значениям [84].
В [85] Соколов рассмотрел проблему статического и динамического
трения на атомном уровне. Дело в том. что движение в периодическом
потенциальном поле носит не непрерывный, а скачкообразный характер,
связанный с тем, что преодоление максимумов потенциального рельефа
требует больших энергозатрат, чем движение в промежутках между ними.
Этот эффект особенно заметен при малых толщинах ползуна, поскольку
каждый скачок сопровождается излучением фононов, т. е. потерей энер-
Л1И, и величина FCT/FKMli увеличивается при уменьшении числа атомных
слоев, что должно быть особенно заметно в случае имеюших наноразмеры
неровностей.
Поведение модели, полученной объединением моделей ФК и
независимых осцилляторов, было рассмотрено в [86]. Для такой трибосистемы,
как и для модели ФК, сила трения определяется наличием или
отсутствием соизмеримости периодов решетки контртела и ползуна. Показано,
что в последнем случае важную роль может играть также величина сил
взаимодействия между их поверхностями.
Успехи моделей типа ФК особенно впечатляют, если учесть, что с их
помощью удается смоделировать достаточно сложное поведение трибо-
систем на наноуровне, а получаемые результаты адекватны картине,
получаемой методами компьютерного моделирования, в частности методом
молекулярной динамики.
Достаточно простые модели поведения трибосистем при сухом
трении и трении со смазкой рассматривались в работах Роббинса и Мюзера
[87-89], причем в ряде случаев их сравнивали с МД расчетами. В [87]
при анализе взаимодействия плоских поверхностей, обладающих атомной
шероховатостью, было высказано предположение, что энергетические
затраты на сближение с уменьшением расстояния между телами и
перекрыванием их силовых полей должны возрастать экспоненциально. Это дало
возможность использовать при оценке коэффициента трения / Фурье-об-
Разы поверхностного профиля. Анализ показал, что в этом случае важную
Роль должна играть соизмеримость атомных профилей поверхности, вели-
Чина их адгезионного взаимодействия, наличие или отсутствие смазочных
слоев. В [88] было проведено МД моделирование, учитывавшее геометрию,
^личину взаимодействия между поверхностями и величину приложенной
НеШней нагрузки. Оно позволило выяснить, что при сухом трении и
разовых геометриях контакта между несоизмеримыми плоскими поверхно-
56 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
стями статическое трение отсутствует, и для его возникновения есть лишь
две возможности: образование мостиков сварки в случае, когда адгезия
между поверхностями велика, либо ПД в случае слабого взаимодействия.
Как следует из сравнения результатов, получаемых в моделях ФК и
независимых осцилляторов, с данными МД моделирования, эти достаточно
широко и успешно применяемые в последнее время модели нуждаются
в доработке. Один из способов сделать модель ФК более адекватной
предложен в работах [90,91J. В [90] сопоставление соответствующих оценок
с данными МД эксперимента показало, что на начальной стадии (при
малых временах) относительного скольжения плоских поверхностей можно
описать некоторые свойства системы с помощью модели ФК, если ввести
в ней вязкое затухание, чтобы смоделировать недостающие трибосистеме
степени свободы. В частности, в рамках теории ФК удалось [91} описать
поведение тепловых потоков, как вблизи, так и на удалении от
поверхности трения.
Поскольку простые модели не позволяют однозначно прогнозировать
поведение трибосистемы с ее сложной многоуровневой иерархией, а
непосредственное наблюдение процессов, происходящих в зоне фрикционного
контакта поверхностей, невозможно, приходится прибегать к
компьютерному эксперименту. Фактически, имеет место реализация описанной выше
многоступенчатой схемы расчета, учитывающей иерархическую
организацию трибосистемы. Возможности анализа лимитируются, однако, общим
числом частиц, поведение которых нужно рассчитывать, чтобы описать
процессы хотя бы на одном из промежуточных структурных уровней, т. е.
фактически объемом памяти и быстродействием ЭВМ.
Компьютерное моделирование поведения твердых тел при внешних
воздействиях получило широкое распространение еше в 1980-е гг. Одним
из наиболее популярных методов такого машинного эксперимента стала
молекулярная динамика [5-9, 92-97], которая первоначально
применялась для компьютерного моделирования деформации и разрушения
твердых тел [94]. МД эксперимент позволяет проследить поведение отдельных
атомов в сложной системе, состоящей из многих взаимодействующих
частиц, путем численного решения уравнений их движения в
последовательные моменты времени. При моделировании используются потенциалы
межатомного взаимодействия, позволяющие адекватным образом описать
макроскопические свойства. В случае обычных металлов, как правило,
достаточно парных потенциалов, однако в случае материалов с
направленным типом связей может потребоваться учет трехчастичных и более
сложных взаимодействий [93]. Одним из наиболее успешно работающих
в этом направлении коллективов являются Ландман с сотрудниками,
которые используют МД для изучения поведения тел при сухом и смазанном
контакте [5-8,93-97]. Они, в частности, исследовали в динамике процесс
образования контактной зоны при сухом трении и трении со смазкой,
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология 57
атомную структуру мостиков контакта, образующихся при сближении
поверхностей шероховатых твердых тел, поведение как отдельных молекул
смазочной жидкости в зазоре между контактирующими телами, так и
испытывающей сдвигающую нагрузку смазочной среды в иелом.
В ранних работах Ландмана [93,95] было показано, что при
сближении имитирующего отдельную неровность металлического острия с
плоской поверхностью имеет место структурная неустойчивость, связанная
с резким увеличением адгезионного взаимодействия и приводящая к
спонтанному захлопыванию контактного промежутка (jump-to-contact
instability). Явление получило также название «адгезионной лавины» (adhesive
ava-lanche). МД моделирование показало, что эффект захлопывания
возникает при сближении металлического (Ni) острия с поверхностью Аи
на расстояния ~ 0,2 нм, причем время процесса составляет ~ I пс. При
этом анализ распределения деформаций и давлений в зоне
образовавшегося контакта показывает, что для этой области характерны крайне высокие,
~-10 ГПа, растягивающие напряжения [7,93]. Характер распределения
напряжений в контактной зоне оказался близок предсказываемому в
рамках теорий механики контактного взаимодействия Джонсона—Кендала —
Робертса [98] и Дерягина—Муллера—Топорова [99]. Была высказана
гипотеза, объясняющая атомный механизм возникновения адгезионной
лавины энергетической оптимизацией атомной структуры взаимодействующих
острия и поверхности. В [93] МД методом исследовали явления,
происходящие при удалении острия от поверхности, с которой оно первоначально
находилось в контакте, как для разноименных, так и для одноименных пар
материалов, для случаев, когда взаимодействие носило металлический, ко-
валентный (Si) и ионный характер (CaF2). Изучали динамику деформации
и разрушение (на уровне критериев разрушения), при контактном
взаимодействии имеющих наноразмеры микронеровностей. Типичная модель,
используемая в МД эксперименте [93], представляла собой острие с
плоской вершиной высотой ~ 10 атомных слоев, лежащих в
кристаллографической плоскости. Каждый слой содержал от 100 до 200 динамических
(подвижных) атомов, закрепленных на основании, представлявшем собой
несколько атомных слоев неподвижных атомов (всего ~ 10? атомов), с той же
ориентировкой атомных плоскостей, что у вершины острия. Подложка,
с которой взаимодействовало острие, состояла из 3 слоев неподвижных
и 8 слоев подвижных атомов с числом атомов в каждом слое ~ 500.
Был изучен процесс образования имеющего наноразмеры
соединительного мостика при отрывании острия от плоской поверхности,
удлинение которого сопровождается многостадийным процессом перестройки
его атомной структуры [7,93]. Было обнаружено, что по мере роста длины
Костика диаметр его «шейки» сокращается. При этом в материале шей-
Ки происходят структурные перестройки, связанные с добавлением в нее
110 мере удлинения новых атомных рядов. Процесс добавления рядов при
58 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
растяжении сопровождается релаксацией напряжений, возникших в
шейке на предыдущем этапе ее удлинения, и носит дискретный («квантовый»)
характер, каждый раз увеличиваясь на один ряд. Показано, что
периодическое накопление и релаксация напряжений при растяжении связаны
со структурным фазовым переходом типа «порядок-беспорядок» в
материале шейки [7]. Происходящее превращение обусловлено кратковременным
нарушением пространственной периодичности кристаллической решетки
под действием растягивающего усилия. МД моделирование
продемонстрировало, что результатом разупорядочения структуры является скольжение
дислокаций, связанных с различными системами скольжения, в результате
которого шейка мостика удлиняется. Нарушение периодичности
сопровождается также образованием дефектов упаковки и двойниковых
плоскостей. Расчеты показывают, что предел текучести для материала мостика
оказывается на порядок выше (~ 3 ГПа в случае золота), чем для
соответствующих объемных материалов. Было также выяснено, что срезание
образовавшихся мостиков при взаимном перемещении поверхностей
достигается при напряжениях одного порядка с указанным выше пределом
текучести, и что оно может объяснить скачки / при сухом трении,
возникающие при перемещениях тел пары трения на расстояния порядка атомных.
Исследовали также трение со смазкой [6,7,93,95-97]. В [96,97] было
изучено вытеснение смазочных слоев при сближении индентора с
поверхностью в присутствии модельной молекулярной жидкости — гексадекана
(п-С^Нц). Молекулы тг-С^Н^ моделировали, используя потенциалы
взаимодействия между образующими их сильно связанными группами
атомов СНг и СН3. Взаимодействие углеводородных групп и
металлических атомов описывали потенциалом Ленарда—Джонса. Было
установлено, что процесс вытеснения гексадекана из зазора между острием и контр-
телом носит послойный характер [93]. В конце концов, между телами
остается мономолекулярный смазочный слой, молекулы которого
оказываются «зафиксированными» в контактной зоне. Вытеснение этого последнего
слоя смазки происходит на поздних стадиях сближения и
сопровождается значительной деформацией контртела, снижающей активационный
барьер «открепления» молекул монослоя. Расположение молекул в
зазоре между острием и контртелом носит высокоориентированный характер,
при котором они располагаются параллельно поверхности контртела.
Особенно это касается молекул последнего монослоя, которые помимо того,
что закреплены, оказываются еще и строго ориентированными.
В работах [6, 7,97] методом МД провели моделирование
взаимодействия микронеровностей с образованием и разрушением адгезионных
связей между ними и с учетом реологического поведения модельной
смазочной среды в зазоре между телами под действием сжимающих и сдвиговых
напряжений. Это позволило исследовать явления на наноуровне в области,
где применение традиционной контактной гидродинамики невозможно.
2.2. Иерархия структурных уровней и нанотрибология 59
изучали поведение модельных тонких пленок гексадекана, сжатых
между двумя перемещающимися плоскостями [111] золота. Неоднородности
топографии поверхности моделировали имеющими уплошенную вершину
пирамидальными выступами заданной высоты ~ 1-2 нм. В ходе
вычислений расстояние между металлическими поверхностями,
перемещавшимися с относительной скоростью скольжения, равной 10 м/с, фиксировалось.
Поведение образующих поверхностный рельеф атомов и молекул алкана
считали динамическим. Уравнения движения интегрировались с
временным шагом Af- = 3 фс, а суммарное время моделирования процессов
составляло 4 • \05At ~ 1,2 не.
Исследовали три типа систем — с расстоянием между
поверхностями много большим высоты поверхностного рельефа, с расстоянием,
лишь немного большим, и, наконец, случай значительного взаимного
перекрывания неровностей. Моделировали послойную эволюцию толщины
и структуры смазочных пленок в зазоре между неровностями, их взаимную
деформацию в случаях сильного сближения и при вступлении в контакт.
Непосредственно вблизи поверхностей [111] Au наблюдалось слоистое
строение смазочной пленки, однако около выступов подобная слоистость
первоначально отсутствовала. Она возникала и развивалась динамически
при сближении выступов между собой. При этом изменение толщины
слоев при вытеснении смазочной пленки из зазора между неровностями
носило выраженный «квантованный* характер, поскольку
последовательно вытеснялись отдельные молекулярные слои. Было установлено, что
слоистое строение существует не только в смазочных жидкостях,
подвергающихся сжатию между двух гладких поверхностей, но и в условиях
существования сдвиговых напряжений, возникающих при нагруженном
контакте скользящих с постоянной скоростью шероховатых поверхностей.
Было показано, что связанные с вытеснением отдельных слоев смазки
«квантованные» скачки ее молекулярной плотности в зазоре между
неровностями в определенных условиях могут сопровождаться фазовым
переходом молекул смазочной среды из жидкого в твердое (стекловидное)
состояние. Это, как показывают независимые оценки (см. раздел 2.3.),
может служить причиной явления фрикционных автоколебаний,
возникающих в имеющих наноразмеры узлах трения.
Кроме того, гидродинамическое сжатие смазки в промежутке между
сближающимися неровностями, должно приводить к возникновению
области локальных напряжений перед ними. В случае если выступы
взаимодействуют непосредственно, уровень напряжений выше. Если он
превышает критическую величину ~ 4 ГПа, значительная механическая
деформация выступов, сопровождаемая изменением их кристаллической струк-
^Ры за счет проникновения в нее молекул смазочной среды, возникает
^е до момента установления между ними непосредственного механиче-
к°го контакта. В некоторых случаях вытеснение молекул смазки из зазора
60 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
было полным. Это сопровождалось образованием металлического
контакта, разрушение которого при скольжении могло сопровождаться обменом
атомами между выступами. В то же время, моделирование,
выполненное для случая контакта неровностей в отсутствии смазки, показало, что
в этом случае уровень деформации выступов и массоперенос были
незначительными. При последующем нарушении контакта между неровностями
возникали вызванные недостаточным поступлением смазки в зазор между
ними локальные разрывы жидкостной пленки, сопровождавшиеся
образованием в слое смазки кавитационных полостей диаметром ~ 3 нм, время
жизни которых составляло ~ 100 пс. МД моделирование позволило также
оценить характер возникающих в смазочном слое динамических неодно-
родностей свойств (давления, плотности, градиента скорости и др.) [7].
Были рассчитаны изменение со временем уровня напряжений в
смазочной жидкости в направлении скольжения и перпендикулярно ему,
градиент скоростей и эффективной вязкости смазочной среды в зависимости
от взаимного расположения металлических поверхностей. Как оказалось,
наблюдаемое при значительных, вплоть до перекрывания, сближениях
увеличение вязкости коррелирует с ростом уровня напряжений и
давления в смазочной пленке. Знание подобных характеристик для конкретных
типов поверхностей и смазок может быть использовано в традиционных
теориях смазки, например, контактно-гидродинамической. В этой
связи было высказано мнение [7], что в будущем одним из перспективных
направлений явится создание для сложных фрикционных систем
«гибридных» моделей трения, сочетающих молекулярно-динамический и
континуальный подход для описания процессов одновременно на нескольких
масштабных уровнях. Одним из примеров такого комплексного
анализа может служить работа [100], в которой на основе многоуровневого
моделирования, включающего использование МД на атомарном уровне
и континуальные модели механики разрушения, была предложена
принципиально новая теория, объясняющая сухое трение наличием носящих
динамический характер поверхностных самозалечивающихся трещин в
зоне контакта ползуна с контртелом.
Сложные явления при фрикционном взаимодействии на основе МД
подхода исследовали также другие авторы. Их интересовали
образование дислокаций в зоне контакта, ПД, формирование и диффузионное
огрубление микроструктуры, перемешивание и перенос материала [90],
поведение тепловых потоков [91], поведение материалов при наноин-
дентировании и царапании [101-103]. Работы [102, 103] посвящены МД
изучению поведения алюминия при индентировании, царапании и трении
на нано- и микроуровне. Результаты подобных исследований
показывают, что методом МД моделирования можно достаточно адекватно описать
микроскопическое поведение трибосистем на атомарном и наноуровне.
Существуют, однако, и другие техники твердотельных расчетов, позво-
2.3. Фазовые превращения и трение со смазкой 61
ляюшие моделировать системы с дефектами, в том числе поверхность,
и рассчитывать характеристики межатомного взаимодействия в
материалах. Достаточно полезными при количественном анализе адгезионного
рзаимодействия при трении и связанных с ним величин могут
оказаться квантово-механические методы расчета. Поскольку вопросы атомно-
силового взаимодействия поверхностей при трении важны, а при
разработке микро- и наносистем, содержащих узлы трения, вообще выходят
на первый план, разработка методов оценки его величины представит
в дальнейшем значительный интерес.
2.3. Фазовые превращения
и трение со смазкой Г
• • i . I' i .
Теория трения в присутствии смазочных сред (трения при граничной
смазке) прошла длительный путь развития [ 104]. В этом разделе мы не
будем касаться гидродинамических аспектов такого трения. Речь будет идти
о трении в условиях, когда толщина слоя смазки очень мала. Типичными
для такого трения являются низкие скорости скольжения и
использование в качестве смазок чистых жирных кислот, имеющих толщину пленки
порядка одного или нескольких монослоев. В основе понимания
процессов при граничном трении лежат идеи Харди о роли органических
пленок и эффектов адсорбции в его адгезионной составляющей. Этот
путь привел к прогрессу в понимании механизмов граничной смазки,
в частности, осознанию важной роли, играемой процессами хемосорбции
{в отличие от физической адсорбции, первоначально рассматривавшейся
в теории Харди), оксидными пленками и следами воды на поверхности
трения. Последующее развитие работ в области
контактно-гидродинамической смазки показало, что толщина ненарушенного слоя пленки при
трении может быть очень мала, сравнима с линейным размером молекулы.
При этом не было обнаружено какого-либо разрыва в поведении пленок,
Формирующихся по механизмам контактной гидродинамики и граничной
смазки [105]. Так, было показано, что сопротивление сдвигу таких пленок
вплоть до мономолекулярных толщин зависит от давления Р по
двучленному закону г — Т\ + СР, где т\ и С — постоянные, причем величина
последней близка 0,1 для большинства органических жидких смазок.
Значение Т| связано, главным образом, с контактом шероховатостей. При
высоких давлениях т\ <С СР, откуда / = т/Р йСй0,1, что совпадает
принятым значением коэффициента трения при граничной смазке.
Для объяснения зависимости т(Р) была предложена гипотеза об эф-
Кте «стеклования» органических полимерных жидкостей при высоких
Гениях [106]. В то же время условия и причины, приводящие к разрыву
Точной пленки при трении и увеличению /, исследованы, по выска-
ному в [105] мнению, недостаточно.
62 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
При экспериментальном изучении динамических свойств тонких
смазочных слоев было установлено [104, 107], что в среде
поверхностно-активных веществ на поверхностях трения могут образовываться
различные типы структурно упорядоченных состояний в зависимости от
температуры, нагрузки и скорости скольжения. В процессе относительного
перемещения трущихся тел могут реализоваться динамические фазовые
переходы между этими состояниями. Граничный слой в процессе трения
попеременно то «кристаллизуется» при повышении скорости скольжения
и/или снижении температуры в контакте, что приводит к увеличению
коэффициента трения и скачкообразному его изменению, то как бы
«плавится» (переходит в жидкоподобное состояние) при снижении скорости
скольжения, повышении температуры, что обеспечивает снижение трения
до кинетического. Изменение коэффициента трения при этом не связано
с увеличением или уменьшением доли металлического контакта, а лишь
с изменением строения граничного слоя.
Разработке теории подобных скачков при трении в последнее время
было посвящено довольно значительное число публикаций. Большинство
этих работ связано с построением различных вариантов
микроскопической теории этого явления.
Ряд авторов рассматривает явление стеклования смазочной жидкости
как фазовый переход, который можно описать в терминах теории фазовых
переходов Ландау, вводя феноменологические параметры порядка,
характеризующие состояние системы. В работе [108] было предложено
описывать процесс стеклования смазочной жидкости в терминах ее сдвигового
плавления с помощью параметра порядка 0, показывающего степень «за-
стеклованности» жидкой смазки: О = 0 — в жидкой фазе; 0 = 1 — после
фазового перехода. Было получено кинетическое уравнение, связывающее
скорость фазового перехода в смазке со скоростью скольжения.
Другая теория граничной смазки в условиях перехода от статического
к кинетическому трению предложена в [109]. В этой работе на основе
теории фазовых переходов второго рода Ландау и модели ФК
получили кинетическое уравнения для модуля сдвига, что позволило оценить
величину статического и кинетического коэффициента трения, как
функцию скорости. Был предложен безразмерный параметр, величина которого
определяет состояние граничного слоя при трении. При больших его
значениях плавления слоев при скольжении не происходит, и трение носит
устойчивый характер, при малых — плавление граничного слоя возможно.
В работе [ПО] скачки при трении объясняются зарождением и
ростом в адсорбате при температурах, меньших Тт, смазочной пленки,
островковых структур, находящихся в твердом или, по крайней мере,
«закрепленном» на поверхности состоянии. Используя модель [108], были
оценены границы существования области скачков трения и устойчивого
скольжения на динамической фазовой диаграмме трибосистемы. В [ill]
2.4. Вопросы, требующие решения
63
рассмотрена феноменологическая модель, описывающая динамику
выяснения смазочной пленки из зоны контакта при граничной смазке, —
проиесс, который был достаточно хорошо изучен также МД методом [7].
Показано, что динамика эта характеризуется параметром да ~ P0/(pci),
где: Ро ~ среднее нормальное давление; р — плотность смазки; С\ —
продольная скорость звука в монослойной смазочной пленке. При до <C 1
едкость можно рассматривать как несжимаемую. Эффекты сжимаемости
могут быть важны при оценке времен вытеснения смазки и радиуса
области, в которой этот эффект имеет место. Результаты теории проверялись
численным решением уравнений Навье—Стокса и качественно
согласуются с данными компьютерного МД эксперимента.
В [1111 МД модель поведения смазочной жидкости была сопоставлена
с моделью фазового перехода [108], описывающей процессы
кристаллизации (стеклования) смазки и последующего ее расстекловывания на мезо-
уровне. Отмечена высокая степень согласия между этими двумя моделями.
Таким образом, модель [ 108] с высокой степенью достоверности описывает
поведение трибосистем при граничной смазке. Поскольку молекулярная
динамика описывает процессы на наноуровне, модель фазового перехода
в смазочной жидкости — мезоуровень, а гидродинамическая теория дает
континуальное описание, этот факт, по нашему мнению, говорит о
возможности создания иерархической системы моделей трения.
2.4. Вопросы, требующие решения
1. Требуется уточнить детали микроскопической модели сухого
(несмазанного) трения поверхностей фрикционной пары на единичном
микроконтакте. Для этой цели могут быть использованы модельные
представления о характере адгезионного взаимодействия, основанные
на полуэмпирических и/или модельных потенциалах адгезионного
взаимодействия контактирующих поверхностей, либо
характеристики такого взаимодействия должны быть рассчитаны методами теории
твердого тела.
2. Необходимы дальнейшие исследования для уточнения знаний о
тонкой структуре поверхностных слоев материала, формирующейся в
процессе трения.
•>• Недостаточно разработаны вопросы, связанные с микромеханикой
разрушения твердых тел при контактных взаимодействиях. В
частности, важной проблемой является изучение процессов накопления
и развития микроповреждений под действием циклических нагрузок
типа «сжатие + сдвиг». Как представляется, важно установить связи
между особенностями дефектной структуры на микроуровне и
формированием микроповреждений мезоскопического уровня (типа мик-
Ротрещин, полос сброса, упорядоченных поверхностных структур).
64 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
4. Необходима разработка физически адекватных моделей развития дис-
сипативных структур в поверхностных слоях материалов при их
трении и изнашивании.
5. Необходимо продолжить работы в области теории трения при
контакте со смазкой, основывающиеся на различных моделях смазочного
действия и пригодные для описания процессов трения на нано- и ме-
зоскопическом структурных уровнях.
Список литературы ,.y!IA 4.-i}'t]r.
1. Tomlinson G. A molecular theory of friction // Phil. Mag. 1929. Vol.7. №46.
P. 907-939.
' 2. Konmopoea Т. А. Трение твердых поверхностей // УФН. 1937. Т. 18. № 3. С. 346-
391.
3. Кузнецов В. Д. Физика твердого тела. Томск: Полиграфиздат, 1947. Т. 4. 544 с.
4. Бинниг Г., Рорер Г. Сканирующая туннельная микроскопия — от рождения
к юности // УФН. 1988. Т. 154. С. 261-278.
5. Landman V., Luedtke W. A, Burnham N.A., Colton R.J. Atomic mechanisms and
dynamics of adhesion, nanoindentation and fracture // Science. 1990. Vol.248.
P. 454-461.
6. Gao /., Luedtke W. A, Landman U. Nano-Elastohydro-dynamics: Structure,
Dynamics and Flow in Nonuniform Lubricated Junctions // Science. 1995. Vol. 270.
P. 605-608.
7. Landman U., Luedtke W. A, Gao J. Atomic Scale Issues in Tribology: Interfacial
". Junctions and Nano-Elastohydrodynamics// Langmuir. 1996. Vol. 12. P. 4514-4524.
•'• 8. Gao /, Luedtke W. A, Gourdon A, Ruths A/., Jsraelachvili J. K, Landman U. Fric-
tional Forces and Amonton's Law: From the Molecular to the Macroscopic Scale //
J. Phys. Chem. B. 2004. Vol. 108. P 3480-3494.
9. Robbins M. 0., Miizer M. H. Computer simulations of friction, lubrication and
wear // Modern Tribology Handbook / Ed. by B. Bhushan. Boca-Raton: CRC
Press, 2001. P. 717-765.
10. Hardy W. В., Hardy J. K. Note on static friction and the lubricating properties of
certain chemical substances // Phil. Mag. 1919. Vol. 38. P. 32-40.
11. Дерягин Б. В. Молекулярная теория трения и скольжения // ЖФХ. 1934. Т. 5.
№9. С. 1165-1176.
12. Журавлев В. А. К вопросу о теоретическом обосновании закона Амонтона—
Кулона для трения несмазанных поверхностей // ЖТФ. 1940. Т. 10. № 17.
С. 1447-1452.
13. Щедрое В. С. К молекулярной теории трения // ЖТФ. 1947. Т. 17. № 5-
С. 537-542.
14. Bowden F. P., Tabor A The friction and lubrication of solids: 2nd ed. Oxford:
Clarendon Press, 1954. 372 p.
15. Bowden F. P., Tabor D. The friction and lubrication of solids. Oxford: Clarendon
Press, 1964. Pt.2. 544 p.
Список литературы
65
j6. Боуден Ф.П., Тейбор Д. Трение и смазка твердых тел. М.: Машиностроение,
1968. 544 с.
17. Крагелъский И. В. Трение и износ. М.: Машиностроение, 1968. 480 с.
18. крагелъский И. В. Исследование сухого трения (о зависимости удельной силы
трения от удельного давления) // ЖТФ. 1942. Т. 12. № 11-12. С. 726-735.
19. Крагельский И. В. Молекулярно-механическая теория трения // Трение и
износ в машинах: Труды 2-й Всес. конф. М.: Изд. АН СССР, 1949. Т. 3. С. 178-183.
20. Бакли Д. Поверхностные явления при адгезии и фрикционном
взаимодействии. М.: Машиностроение, 1986. 360 с.
21. Lodge A.S., Howell Н. G Friction of elastic solid // Proc. Phys. Soc. London B.
1954. Vol. 67. P. 89-97.
22. Rubensteirt C. General theory of the surface friction of solids // Proc. Phys. Soc.
London. B. 1956. Vol.69. P.921-932.
23. Rubensteirt С The coefficient of friction of metals // Wear. 1958. Vol. 2. №2.
P. 85-96.
24. Крагельский И. В., Михин И. А/. О влиянии природы твердых тел на внешнее
трение и о соотношении между адгезионной и объемной составляюшими //
Теория трения и износа. М.: Наука, 1965. С. 30-34.
25. Liu J. Sliding friction of copper// Mechanisms of solid friction / Ed. by P J. Bryant,
M.Lavik, G.Salomon. Amsterdam: Elsevier, 1964. P. 163-174.
26. Walton D. Mechanism of friction // Wear. 1963. Vol. 6. №4. P. 257-261.
27. Heilman P., Clark W.A. Г., Rigney D.A. Orientation determination of subsurface
cells generated by sliding // Acta met. 1983. Vol. 31. № 8. P. 1293-1306.
28. Rigney D. A., Chen L. H., Naylor G. S., Rosenfield A. R. Wear processes in sliding
systems //Wear. 1984. Vol. 100. P. 195-219.
29. Chen L. H., Rigney D.A. Adhesion theories of transfer and wear during sliding of
metals // Wear. 1990. Vol. 136. P. 223-235.
30. Rigney D.A., Hirth J. P. Plastic deformation and sliding friction of metals // Wear.
1979. Vol.53. P. 345-370.
31. Heilman P., Rigney D.A. An energy-based model of friction and its application to
coated systems // Wear. 1981. Vol.72. P. 195-217.
32. Костецкий Б. И. Трение, смазка и износ в машинах. Киев: Техшка, 1970. 396 с.
33. FleischerG. Energetische Methode zur Bestimmung des VerschleiBes // Schmierung-
stechnik. 1972. B.4. H.9. S. 269-274.
34. Алексеев Н. А/.. Богданов Р. И., Буше Н.А., Мелашенко А. #., Нагорных С. Н.,
Транковская Г. Р. Новое о структурных особенностях трения твердых тел //
Трение и износ. 1988. Т. 9. №6. С. 965-974.
35- Alexeyev N. М. On the motion of material in the border layer in solid state friction //
Wear. 1990. Vol. 139. P. 33-48.
-6. Suh N. P, Sridharan P. Relationship between the coeffici-ent of friction and the
wear rate of metals // Wear. 1975. Vol. 34. № 3. P. 291-299.
37- Suh N. p The delamination theory of wear // Wear. 1973. Vol. 25. P. 111-124.
|8. Suh N.P. Tribophysics. Englewood Cliffs: Prentice-Hall, 1986. 498 p.
• Tsuya Y. Microstructures of wear, friction and solid lubrication. Mechanical
Engineering Laboratory, Igusa, Saginami-ku, Tokyo, Japan. Techn. Report №81. 1976.
i r
временная трибология
66 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
40. DeCelis В. Theoretical analysis of dry friction in brittle and ductile materials //
Wear. 1987. Vol. 116. № 3. R 287-298.
41. Homm Дж.Ф. Основы механики разрушения. М.: Металлургия, 1978. 256 с.
42. Rosenfield A. R. A fracture mechanics approach to wear // Wear. 1980. Vol.6l.
P. 125-132.
43. Rosenfield A. R. Elastic-plastic fracture mechanics and wear// Wear. 1981. Vol.72.
P. 245-254.
44. Владимиров В. И. Физическая природа разрушения металлов. М.:
Металлургия, 1984. 280 с.
45. Adirovich Е., Blokhintze v D. On the forces of dry friction // J. Physics USSR.
1943. Vol.7. №1. P.29-36.
46. Madakson P. B. The frictional behavior of materials //Wear. 1983. Vol. 87. P. 191-206.
47. Rabinovicz E. Friction and wear of materials. NY: Wiley, 1964. 256 p.
48. Ling F. F.y Saibel E. On kinetic friction between unlubricated metallic surfaces //
Wear. 1957. Vol. 1. №3. P. 167-172.
49. Сливко-Кольчик Л. И. О молекулярных процессах на фрикционном
контакте // Контактное взаимодействие твердых тел и расчет сил трения и износа.
М.: Наука, 1971. С. 33-38.
50. Бартенев Г. Л/., Елькин А. И. Природа и механизм трения каучукоподобных
полимеров в различных физических состояниях // Механика полимеров.
1967. № 1.С. 123-135.
51. Карапетян С. С, Коростелин Ю.И. Адгезионная модель трения //
Машиноведение. 1980. №6. С. 100-105.
52. Назаренко П. В., Анистратенко Л. А., Родов В. И. Определение силы внешнего
трения на основе дислокационных представлений с учетом типа связи и типа
решетки металлов // Трение и износ. 1981. Т. 2. №6. С. 987-995.
53. Петров Ю. Н., Рапопорт Л. С. Влияние деформации и разрушения на
долговечность материалов при трении //Трение и износ. 1980. Т. 1. № 5. С. 809-814.
54. Журков С. Н. Кинетическая концепция прочности твердых тел // Вестник АН
СССР. 1968. №3. С. 46-52.
55. Журков С. Н. К вопросу о физической природе прочности // ФТТ. 1980. Т. 22.
№11. С. 3344-3349.
56. Wuttke W. Tribophysik: Reibung und VerschlieB von Metalien. Leipzig: Fach-
buchverlag, 1986. 200 S.
57. Хрущов М. М. (мл.) Межатомные взаимодействия и износостойкость
металлических материалов // Нелинейные эффекты в кинетике разрушения. Л.:
ФТИ АН СССР, 1988. С. 64-72.
58. Назаренко П. В. Расчет силы и коэсЬфициента трения кристаллических тел
на основе дислокационной модели внешнего трения // Проблемы трения
и изнашивания. Киев: Техника. 1976. В. 3. С. 6-10.
59. Назаренко П. В., Анистратенко Л. А. Определение деформационной
составляющей силы внешнего трения // Проблемы трения и изнашивания. Киев.
Техника. 1976. В. 10. С. 18-21.
60. Френкель Я. И. Введение в теорию металлов. Л.: Наука, 1972. 424 с.
Список литературы 67
61 Straffeiini G. A simplified approach to the adhesive theory of friction // Wear. 2001.
' Vol. 249. P. 79-85.
62. Васильев Ю. #., Горбунов Д. А., Фуголъ В. А. Расчет коэффициента трения гра-
фита // Трение и износ. 1988. Т. 9. № 5. С. 879-885.
63. Фуголъ В. А., Васильев Ю. Н. Влияние размера кристаллитов на трение графи-
та // Трение и износ. 1983. Т. 4. № 5. С. 854-858.
64 Березин Г. Я., Васильев Ю. И., Дубинин Л/. Л/. Адсорбционная модель трения
' графита // ДАН СССР. 1987. Т. 292. № 3. С. 644-647.
65. Васильев Ю. #., Фуголъ В. А. Структурно-энергетическая теория трения
твердых тел // Трение и износ. 1997. Т. 18. № 2. С. 155-162.
66. Механика и физика точных вакуумных механизмов / Под ред. Е. А.Деулина.
Владимир: Изд. Владимирского ГУ, 2001. Т. 1. 176 с.
67. Гаценко А. А. Обеспечение технологической надежности сверхвысоковакуум-
ного автоматизированного оборудования посредством использования нано-
трибологических характеристик. Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М.: МГТУ
им. Н. Э. Баумана, 2003. 16 с.
68. Лейбфрид Г. Микроскопическая теория механических и тепловых свойств
кристаллов. М.; Л.: Физматгиз, 1963. 312 с.
69. Теодорович Э. В. Сила трения в модели одномерных кристаллов // Контактное
взаимодействие твердых тел и расчет сил трения и износа. М.: Наука, 1971.
С. 28-32.
70. Френкель Я. И., Конторова Т. А. К теории пластической деформации и двой-
никования. Ч. 1-2 //ЖЭТФ. 1938. Т. 8. С. 1340-1348; 1349-1356.
71. Косевич А. М. Основы механики кристаллической решетки. М.: Наука, 1972.
280 с.
72. Хирт Дж., Лоте Й. Теория дислокаций. М.: Атомиздат, 1972. 600 с.
73. Sacco J. £"., Sokoloff J. В. Free sliding in lattices with two incommensurate
periodicities// Phys. Rev. B. 1978. Vol. 18. P. 6549-6559.
74. Панин В. E., Лихачев В. А., Гриняев Ю. В. Структурные уровни деформации
твердых тел. Новосибирск: Наука, 1985. 230 с.
75. Рыбин В. В. Большие пластические деформации и разрушение металлов. М.:
Металлургия, 1985. 224 с.
76. Физическая мезомеханика и компьютерное конструирование материалов /
Под ред. В. Е. Панина. Новосибирск: Наука, 1995. Т. 1. 298 с. Т. 2. 320 с.
'7. Владимиров В. И. Проблемы физики трения и изнашивания // Физика
износостойкости поверхности металлов. Л.: ФТИ АН СССР, 1988. С. 8-41.
Олемской А. И., Скляр И. А. Эволюция дефектной структуры твердого тела
в процессе пластической деформации // УФН. 1992. Т. 162. №6. С. 29-79.
'• McClelland G. M. Friction of weakly interacting interfaces // Adhesion and
Friction / Ed. by M.Grunze, H.J.Kreuzer. Berlin: Springer, 1989. P. 1-16.
McClelland G M., Glosly J. N. Friction at the atomic scale // Fundamentals of
friction: macroscopic and microscopic processes / Ed. by I. L. Singer, H. M. Pollock.
Dordrecht: Kluwer, 1992. P. 405-425.
• Sokoloff J. B. Theory of dynamical friction between idealized sliding surfaces // Surf.
sci. 1984. Vol. 144. P. 267-272.
78
80
68 Глава 2. Развитие представлений о внешнем трении
82. Sokoloff J. В. Theory of energy dissipation in sliding crystal surfaces // Phys. Rev.
B. 1990. Vol.42. P.760-765.
83. Sokoloff J. B. Theory of atomic level sliding friction between ideal crystal surfaces //
J. Appl. Phys. 1992! Vol.72. №4. P. 1262-1270.
84. Singer I. L., Bolster R. N., Wegand J., Fayeulle S., Stupp В. С Hertzian stress
contribution to low friction behavior of thin MoS2 coatings //Appl. Phys. Lett. 1990.
Vol.57. №10. P.995-997.
85. Sokoloff J. B. The relationship between static and kinetic friction and atomic level
"stick-slip"' motion// Thin Solid Films. 1991. Vol.206. P 208-212.
86. Weiss M, Elmer F.-J. Dry friction in the Frenkel—Konto-rova-Tomlinson model:
Static properties// Phys. Rev. B. 1996. Vol.53. P. 7539-7549.
87. Miizer M. H., Wenning L., Robbins M. 0. Simple microscopic theory of Amonton's
laws for static friction // Phys. Rev. Letters. 2001. Vol.86. №7. R i 295-] 298.
88. Miizer M. H. Dry friction between surfaces: multistable elasticity vs material transfer
and plastic deformation // Tribology Utters. 2001. Vol 10. № 1-2. P. 15-22.
89. He G., Robbins M. O. Simulations of the kinetic friction due to adsorbed surface
layers // Tribology Letters. 2001. Vol. 10. № 1-2. P. 7-14.
90. Bishop A. /?., Roder /., Zhou S. /, Holian B. L., Hamtnerberg J. £. Nonlinear
dynamics and the problem of slip at mate-rial interfaces // Physica D. 1998. Vol. 123.
P. 330-340.
91. Roder J., Bishop A. R., Holian B. L., Hammerberg J. £"., Mikkola R. P. Dry friction:
modeling and energy flow // Physica D. 2000. Vol. 142. P. 306-316.
92. Sutton A. P., Todorov T. N. Mechanical and electrical properties of metallic contacts
at the nanometer scale // J. Phys. Chem. Solids. 1994. Vol. 55. № 10. P. 1169-1174.
93. Landman U., Luedtke W. D., Ringer E. M. Molecular dynamics simulations of
adhesive contact formation and friction // Fundamentals of friction: macroscopic and
microscopic processes / Ed. by I. L. Singer, H. M. Pollock. Dordrecht: Kluwer, 1992.
P. 463-510.
94. Ribarski M. W., Landman U. Dynamical simulations of stress, strain, and finite
deformation // Phys. Rev. B. 1988. Vol.38. № 14. P.9522-9537.
95. Landman V., Luedtke W. D., Ringer E. M. Atomistic Mechanisms of Adhesive
Contact Formation and Interfacial Processes // Wear. 1992. Vol. 153. № 1. P. 3-30.
96. Bhushan В., Jsraelachvill J. N., Landman U. Nanotribology: friction, wear and
lubrication at the atomic scale // Nature. 1995. Vol.374. P.607-616.
97. Gao 7., Luedtke W. D.y Landman V. Friction control in thin-film lubrication // J.
Chem. Phys. B. 1998. Vol. 102. P. 5033-5037.
98. Johnson K. L.. Kendal! A*., Roberts A. D. Surface energy and the contact of elastic
solids // Proc. Roy. Soc. London A. 1971. Vol.324. P.303-313.
99. Дерягин Б. В., Мумер В. Л/., Топоров Ю. П. Влияние контактных деформации"
на адгезию частиц // Коллоидн. журн. 1975. Т. 37. №3. С. 455-459; №6.
C. 1066-1074.
100. Gerde £, Marder M. Friction and fracture // Nature. 2001. Vol.413. P.285-288.
101. Belak У., Stowers /. F. The indentation and scraping of a metal surface: A molecular
dynamics study // Fundamental of friction: macroscopic and microscopic
processes / Ed. by I. L. Singer, H. M. Pollock. Dordrecht: Kluwer. 1992. P. 511-520.
Список литературы 69
102. Adams J. В., Hector L. G., Siegel D. J., Yu H., ZhongJ., Cheng Y. T. Adhesion,
lubrication, and wear on the atomic scale // Surf, lnterf. Analysis. 2001. Vol. 31. P. 619-626.
ЮЗ Komanduri R., Chandrasekaran N., Ruff L. M. MD simulation of indentation and
scratching of single crystal aluminum // Wear. 2000. Vol. 240. № 1-2. P 113-143;
Vol.242. №1-2. P. 60-88.
104. Буяновский И.А., Фукс И. Г., Шебалина Т. Я. Граничная смазка: этапы
развития трибологии. М.: Нефть и газ, 2002. 232 с.
|05. Archard J. F. Friction between metal surfaces // \\ear. 1986. Vol. 113. P. 3-16.
I Об. Алъсаад, Бэир. Сенборн, Винер. Стеклование смазочных жидкостей и его
влияние на упругогидродинамическую смазку// Проблемы трения и смазки. 1978.
№3. с'97-107.
107. Persson В. N.J. Sliding friction. 2nd ed. NY: Springer. 2000. 520 p.
108. Carlson J.M., Batista A. A. Constitutive relation for the friction between lubricated
surfaces// Phys Rev. E. 1996. Vol.53. №4. P.4153-4165.
109. Popov V. L. A theory of the transition from static to kinetic friction in boundary
lubrication layers // Solid St. Comm. 2000. Vol. 115. P. 369-373.
110. Persson B. N. J. Theory of friction on the origin of the stick-slip motion of lubricated
surfaces// Chem. Phys. Letters. 1996. Vol.254. R 114-121.
111. Tartaglmo U., Persson B.N. J., Volokitin A. I., Tosatti E. Boundary lubrication:
Squeeze-out dynamics of a compressible 2D liquid // Phys. Rev. B. 2002. Vol. 66.
№21. 214207. 6 p.
< '' ^ - r! . . . ,;< : '1-;-,1 J_ Г • ; -
. • ■ ■-■' .. л-.. . .,.;■;•. j.; (. u''t>4 /'■■• ' ■
• v .... ]^, f\x.i'. . i . > \.
«:.■:■ '";/';-'*;* /''•'-'• '" ' " •'■'•"/' ' Глава 3
Sf, j /Контактная прочность и факторы,
ее определяющие
'•Ч > ■'■ Ф". ' «•'.''(, . lUfi! •.' • > .,: ' ■.'.' " ...» ■
.:•"■' .Vv; .. .х-.-■'■' *.'?•« .,•"■■. • ч •<- .• •
Под контактной прочностью материалов и деталей машин принято
понимать их способность длительное время в заданных условиях
эксплуатации противостоять без разрушения циклическим контактным нагрузкам,
передающимся через ограниченные участки рабочих поверхностей. В
общепринятом смысле контактным разрушением, в отличие от износа,
задира, кавитации и других видов повреждения поверхностных слоев деталей,
называют образование на них выкрашивания (питтинга) в виде отдельных
выемок. Начальные размеры и форма этих выемок зависят от свойств
материала, характера и величины напряжений. При дальнейшей работе узла
их количество увеличивается, они сливаются и укрупняются, зона
разрушения захватывает все больший участок поверхности. Возникают новые
концентраторы напряжений, ухудшаются условия смазки и динамические
характеристики узла, повышается температура, значительная часть
рабочих поверхностей теряет свою несущую способность. При умеренном
по скорости и нагрузке режиме и склонности материала к приработке этот
процесс может замедлиться или даже вовсе прекратиться. Но
используемые в тяжелонагруженных узлах стали высокой твердости, как правило,
плохо прирабатываются, питтинг становится прогрессирующим и в
большинстве случаев узел преждевременно выходит из строя.
Наряду с конструктивными, технологическими и
эксплуатационными факторами первопричиной этого разрушения является характер и
уровень напряжений на рабочих поверхностях, в связи с чем их изучению
посвящено большое количество теоретических и экспериментальных
исследований отечественных и зарубежных ученых.
3.1. Развитие решения контактной задачи
Основоположником теории деформаций и напряжений в местах
контакта упругих тел является Г. Герц [\\, который предложил решение для
двух случаев: первоначальное касание в одной точке (например, шар —
кольцо подшипника) и касание двух цилиндров с параллельными осями
(линейный контакт). Им определены форма и размеры площадки
соприкасания и распределение контактных давлений на ней в зависимости
3.1. Развитие решения контактной задачи 71
0т формы сопряженных поверхностей, характеристик упругости
сжимаемых тел и нагрузки. В обшем случае площадка контакта имеет форму
эллипса» в предельных случаях обращаясь в круг или полоску, и
давление на ней распределено по полуэллипсоиду, который построен на ее
осях и ординате, соответствующей максимальному давлению. В
решении принято: поверхности абсолютно гладкие, силы трения отсутствуют
и тела взаимодействуют по общей нормали в точке (или линии)
начального контакта; значения кривизны сопряженных поверхностей в обеих
главных плоскостях в пределах зоны соприкасания постоянны и она,
соответственно, очерчивается одним контуром; материалы тел однородны
и изотропны; размеры зоны соприкасания малы в сравнении с размерами
сжимаемых тел; в ее пределах имеют место чисто упругие деформации.
Дальнейшее развитие теория Герца получила в работах Н. М.
Беляева [2], А. Н.Динника |3], И. Я. Штаермана [4], Л. А. Гали-на [5], которые
получили зависимости для компонент напряженного состояния
применительно к широкому кругу условий как первоначально точечного, так
и линейного контакта, а также в трудах А. Н. Грубина, Н. И. Мусхели-
швили, М. Г. Губера, В. И. Моссаковского, Г.Лундберга, А. И.Лурье. В
работах А. Ю. Ишлинского рассмотрены задачи о круговой площадке
контакта при первоначально точечном касании тел для случая, когда имеют
место пластические деформации. Серьезный вклад в решение вопроса
о влиянии смазки при контактном нагружении внес А. И. Петрусевич [6].
Результативный анализ роли тангенциальных сил и трения на контакте
приведен в работах М. М. Саверина, Б.С.Ковальского, К.Л.Джонсона,
Р. Д. Миндлина, X. Порицкого, В. М. Макушина. С. В. Пинегиным наряду
с задачей о местных напряжениях и деформациях рассмотрен ряд
вопросов, касающихся контактной прочности и механики разрушения в
различных условиях нагружения и приведены результаты обширных
экспериментальных исследований. Более подробные данные об упомянутых выше
работах и полученных в них результатах содержатся в трудах Н. И. Приго-
Ровского [7], С.В.Пинегина [8], В. М.Макушина [9], Д.Даусона {10].
Работы последующего периода продолжались соответственно
требованиям современного машиностроения в направлении дальнейшего
уточнения полученных ранее решений и снятия принятых в них ограниче-
ний с целью расширения диапазона условий уверенного их применения.
° частности, появились новые материалы, в т. ч. многослойные и с поверх-
н°стными покрытиями, которые уже нельзя рассматривать как однород-
Ные и изотропные; в расчетах на долговечность многих узлов потребовался
УЧет изменений микро- и макрогеометрии рабочих поверхностей, которые
взываются как их износом, так и пластическими деформациями
материала; в ряде случаев материал деталей, несущих контактную нагрузку,
Работает за пределами упругости. В этом плане большой интерес пред-
Являют выполненные в последние 2-3 десятилетия имеющие большое
72
Глава 3. Контактная прочность
научное и практическое значение работы Л. А. Галина [11,121, И. Г.
Горячевой [13,14], М. Н.Добычина [15], В. М.Александрова и Е. В.Коваленко
[16], в которых вместе с совершенствованием упомянутых выше решений
рассмотрен и решен ряд новых задач, возникших в последние десятилетия
в связи с развитием традиционных и появлением новых областей приборо-
и машиностроения. Разработан расчет контактных давлений в условиях
частичного проскальзывания сопряженных тел. Дан анализ напряженного
состояния в упругих телах с твердым и мягким покрытиями. Рассмотрены
условия их качения и скольжения, а также изменение параметров контакта
с учетом износа и вызванных им формоизменений рабочих поверхностей.
Уточнен расчет напряжений в упругих телах при наличии внутренних
дефектов. Рассмотрена механика дискретного контакта. Приведен расчет
контактных характеристик с учетом параметров микрогеометрии
поверхностей. В работах широкое применение нашли численные методы
расчета напряжений и деформаций. Этим же вопросам посвящены работы
Ю. В. Колесникова и Е. М.Морозова [17], К.Л.Джонсона [18], В.
М.Александрова и С. М. Мхитаряна [19], О. Г. Чекиной и Л. М. Кира [20].
Помимо чисто научного интереса, практическая целесообразность
и возможность использования разработанных подходов и методов
определяется совершенствованием технологии обработки и созданием широкой
гаммы новых материалов, покрытий и смазочных материалов, правильное
использование которых позволяет существенно улучшить
эксплуатационные характеристики и повысить конкурентоспособность таких
ответственных узлов и деталей машин, как зубчатые и фрикционные передачи,
подшипники и направляющие как скольжения, так и качения, шарниры,
кулачковые механизмы, пары колесо ~ рельс.
Крупным резервом повышения практической эффективности
полученных решений и заинтересованности в них является их
экспериментальная проверка и, по возможности, приведение к виду, приемлемому для
инженеров-практиков в условиях промышленного производства, как это
сделано в работах Н. М. Беляева, С. П.Тимошенко [21], В. М. Макушина.
" 3.2. Расчет напряжений и деформаций -
в случае герцевского контакта
Как уже говорилось, при решении контактной задачи авторами
работ [1-3] были приняты некоторые допущения. Однако многочисленные
исследования показали, что результаты этого решения очень близко
совпадают с экспериментальными данными и в подавляющем большинстве
случаев обеспечивают достаточную для практических целей степень точности.
Поэтому полученные на его основе приведенные ниже относительно
простые расчетные зависимости до последнего времени широко используются
в инженерной практике для определения основных параметров контакта.
3.2. Расчет напряжений и деформаций 73
Рис. 1. Эллиптическая площадка контакта и напряжения на ней
В общем случае плошадка контакта двух тел, до деформации
соприкасающихся в одной точке и ограниченных криволинейными
поверхностями, кривизна которых в обеих главных плоскостях постоянна,
представляет собой эллипс (рис. ]).
Его полуоси определяются формулами [9]:
где: Q — нормальная нагрузка, сжимающая тела; т\ — характеристика
упругости материалов соприкасающихся тел, a Efc — сумма значений
главной кривизны их поверхностей. Здесь
1 - ц\ | \-ц1
Е\ Ej
где Ц\ и fi2 — коэффициенты Пуассона материалов соответственно
первого и второго тел, а Е\ и Е2 — их модули упругости. Сумма
^fc = *,i + к]2 + к21 + к22,
причем fc,, = l/J2i,, kn=\/R)2, *2i = l/^2i, Аг22= 1/Л22, где Яи и Л,2 —
главные радиусы кривизны первого тела в точке начального касания,
определенные в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, линия
пересечения которых совпадает с линией действия нормальной нагрузки Q,
а #2i и #22 — то же самое для второго тела.
Главная кривизна берется со знаком плюс, если ее центр расположен
внутри рассматриваемого тела, т. е. если поверхность в этой плоскости
выпуклая.
В общем случае плоскости главной кривизны первого и второго тел
ч и &2i не совпадают и составляют между собой некоторый угол ш. Ко-
Ффициенты na и щ выбирают по таблице [9] или по графику (рис. 2)
74 Глава 3. Контактная прочность
7
0,2 0,4 0,6 0,8 .- 1,0 в
Рис. 2. Коэффициенты для определения параметре* контакта
в зависимости от аргумента
0 = =г£ [(fen - k]2)2 + (*2i - *22)2 + 2(*n - ki2)(k2l - k22) cos2w]1/2.
В частном случае, когда плоскости кривизны к\\ и A2i совпадают
и угол и; равен нулю (например, для шара с желобом или плоскостью),
это выражение упрощается и приобретает вид
fcn - fe|2 + k2\ - к22
Максимальное контактное давление , ^ ,>•-,«•
1.5Q ' '«-:■
Ро =
тгаб
0)
" Оно может быть найдено и без определения полурр|Й'в и $> из
зависимости
Ро =
1,5Q
m-.
где коэффициент пр определяется по аргументу 0.
В результате упругого деформирования тела сближаются на
некоторую величину. Упругое сближение их центров (или точек, достаточно
3.2. Расчет напряжений и деформаций 75
паленных от места контакта) определяется по формуле
*=f(2,2.W£*)'/3.
оЭффиииент щ здесь также определяется по аргументу в.
Размерность приведенных в данных формулах величин принимается
удобной для расчетов, обязательно ее постоянство.
Давление в некоторой точке хУ у площадки контакта
r-="[l-(i) -(I).
1/2
В центре площадки контакта имеет место всестороннее сжатие (рис. I).
2fi +Р \+2цР
°х = "РоТТЖ; *'" ~Ро~ТТТ; <Тг = ~Аь
здесь £ = b/a.
На поверхности соприкасания по концам большой оси площадки
контакта касательное напряжение равно нулю, а нормальные напряжения
в координатных плоскостях
о* = -<rs = -Ро(1 - 2ji)-j
I 1 — arctg e J,
здесь е2 = 1 -/?2.
По концам малой оси касательное напряжение также равно нушвд
а нормальные напряжения < .-г**
<тх = -(Tv = -р0(1 - 2/х)— И - - arctg j J.
По концам большой оси эллипса нормальные напряжения достигают
наибольшей величины ax = -ay = 0,14р0 при ft = 0,6, а по концам малой
оси их наибольшее значение <тх = ~сгу = 0,133ро имеет место при /3=1.
° центре круговой площадки контакта действуют следующие напряжения:
При ц = 0,3,
0"! = 02 = -0,8р0, 0з = -ро» ттах = 0,1ро.
На контуре площадки контакта действует наибольшее растягивающее
апРяжение, направленное по радиусу и при /* = 0,3 равное
:■:■ < ■ - -0\ = —;—Ро = 0,133р0. .:.. . х. • ,
76
Глава 3. Контактная прочность
Рис. 3. Напряжения на линейной площадке контакта
Второе главное напряжение <т2 = &2 = 0. Третье главное
напряжение является сжимающим, действует по касательной к контуру площадки
контакта и при р — 0,3
1 -2ft
а3-
-ро = 0,133рс
Наибольшее касательное напряжение действует в точке, лежащей
на центральной оси z на глубине z — 0,47а и равно 0,31ро-
При линейном контакте давление поперек площадки контакта
распределяется также по эллиптическому закону. Следовательно, нагрузка q
на единицу ее длины, наибольшее давление р0 и полуширина площадки
контакта Ь связаны зависимостью q = irpob/L
Отсюда у
Ро = ^ , ■ " ■ <2)
Здесь q = Q/l, где Q — общая нормальная нагрузгёа на койтакте,
а / ~ длина линии контакта. '"' •' •' и '■'
Нормальное давление в точке с ординатой у (рис. 3) • -чл ■->.
1/2
• Л
'•»(*-?) ■
Полуширина площадки контакта
'-'•"•W&)
1/2
Знак (+) здесь берется для двух цилиндров радиусов R\ и Д?, а знак
(—) для цилиндра радиуса R\ с цилиндрической впадиной радиуса R2> R\-
\ 3.3. Расчет контактных напряжений для тел качения 77
/q Д2±Д,
f/2
Максимальное давление
'• » = 0,5642,
Следует иметь в виду, что при контакте цилиндра с цилиндрической
впадиной эти формулы непригодны, если радиус R2 очень близок R\.
п этом случае следует пользоваться решением Штаермана |4].
Упругое сближение осей двух цилиндров
На поверхности контакта при у = z = 0 ".
Напряжения в произвольной точке у = 0, расположенной на
глубине z на плоскости, перпендикулярной площадке соприкасания (см. рис. 3)
ax = -2p0fi[(\+z2y!2-z];
Г 1+2^
/ • , g»=-P0[/, ■ rfU/2 ~2Z
а у = -■
,(I+z2),/2
(1+*2)'/2'
Наибольшее касательное напряжение rmaj< = 0,3p0 имеет место в
плоскости xz на глубине z — 0,786 и действует по двум взаимно
перпендикулярным площадкам, нормальным к плоскости уz и расположенным под
углом 45° коси z.
3.3. Расчет контактных напряжений для тел качения
с поверхностями переменной кривизны
Решения Герца, Беляева, Динника относятся к случаям сжатия тел
с поверхностями постоянной (в каждой из главных плоскостей) кривиз-
ны, когда площадка контакта имеет форму полоски либо эллипса. Но при
соприкасании, например, шара с желобом некругового профиля или двух
Цилиндров, если образующая хотя бы одного из них имеет переменную
кривизну, площадка контакта имеет иную форму, распределение
нагрузки на ней подчиняется иным законам и приведенные выше зависимости
ИсПользованы быть не могут. Это в значительной мере сдерживает работы
0 оптимизации форм рабочих поверхностей с целью повышения эксплуа-
аиионных характеристик таких ответственных узлов, как опоры качения,
УЬчатые передачи, пара колесо — рельс, кулачковые механизмы. Кроме
Го> поверхности даже закаленных до высокой твердости (58-61 HRC)
78 Глава 3. Контактная прочность
f-
деталей, работающих в условиях контактного нагружения при
максимальном давлении ро ^ 3 ГПа, уже в самый начальный период эксплуатации
претерпевают существенные изменения формы, вызванные остаточными
деформациями. Это обстоятельство усугубляется износом, который в
силу существенной неравномерности распределения нагрузки по области
контакта и различия в ее пределах скоростей относительного
проскальзывания сопряженных поверхностей также способствует изменению их
формы. В результате практически на протяжении всего срока работы
данной пары величина и распределение контактных давлений
существенно отличаются от исходных, введенных в расчет, что ставит под вопрос
его корректность. Поэтому при проведении работ по оптимизации форм
рабочих поверхностей, а также для уточненного расчета долговечности
традиционных конструкций необходимы относительно простые,
умеренно трудоемкие, не требующие специальной подготовки и в то же
время достаточно надежные экспериментально проверенные методы расчета
контактных напряжений и деформаций для тел качения с поверхностями
нетрадиционных форм.
Если расчет ведется для деталей, площадка контакта которых при
заданной нагрузке может быть измерена (например, методом сажевых
отпечатков), контактные давления с достаточной степенью точности можно
определить следующим образом. Площадка контакта (рис. 4) разбивается
на п полос протяженностью / (вдоль оси х) и измеряется полуширина Ь{
в среднем сечении каждой из них. Приняв, что полоса является участком
линейной площадки контакта цилиндров, имеющих радиусы Я\ и Rj,
равных радиусам кривизны сжимаемых тел в плоскости yOz, давление в
средней ее точке (при у = 0) можно определить из зависимости [22, с. 375]
iPih ~ —п—•
i=l
Поскольку в плоскости качения тела имеют постоянную кривизну и,
следовательно, в направлении оси оу давление распределено по
эллиптическому закону, то
M» = (ft)o(l-£) . -^;N-:,-
В большинстве случаев по нескольким характерным точкам Xipi
контура зоны соприкасания можно определить функцию bx = f(x).
Например, для показанной на рис. 4 симметричной относительно оси Ох
площадки с начальным двухточечным касанием достаточно четырех точек
[23, с. 79]. Составив систему из i уравнений вида
Ъ2Х. = А + Вх] + Сх\ + Dxt, . . . ,-> -иг ■
3.3. Расчет контактных напряжений для тел качения 79
f(x) = у
рис. 4. Распределение давления по площадке контакта сложной формы
где Ь2Х. = у}, » — 1, 2, 3,4 последовательно, определяем коэффициенты А,
В С, D, находим значение интеграла
Л*/ 4i2 л , Во? Ca5 Da7
J [f{x)Y dx = Aa+ -у- + — + —
и получим
РхО =
Qbx
В общем случае
РгО =
л- / Ь2Х dx
о
2Qbx
ir f bl dx
-а,
(3)
(4)
В случаях эллиптической и линейной площадок контакта последние две
зависимости приводятся к уравнениям (I) и (2) Герца—Беляева [23, с. 82].
Если задана только форма поверхностей, задача оказывается более
сложной. Гипотеза Винклера—Циммермана в рассматриваемом случае
использована быть не может не только из-за принципиальной ее
неприемлемости для упругого тела с существенно непостоянной нагруженностью
в пределах зоны контакта, но и ввиду ее очевидной для данного
решения направленности на заведомо неверный результат. Так, например, для
•Фуговой площадки контакта (шар — плоскость) деформация на ее краю
Равна половине максимальной, в то время как давление здесь равно нулю,
-задача может быть решена на основе зависимости Буссинеску, согласно
от°рой деформация в некоторой точке А поверхности упругого тела в на-
Рэвлении, перпендикулярном этой поверхности, равна
w —
пЕ
9.
г
Q — нормальная сила, приложенная к телу на расстоянии г отточки А.
во
Глава 3. Контактная прочность
.1 '.'-Ц;... i-:1fti.\;1
Рис. 5. Общий случай контакта
>V*"'-vM*J • -.V
Когда два упругих тела с поверхностями 1 и 2 (рис. 5) сжаты друг
С, другом, то их общая деформация в направлении оси z, вызванная
силой Q, равна
vQ
U — W\ +W2 = .
ЯТ
' l : Если общее сближение тел под нагрузкой Q равно <J, а зазор между
поверхностями (перед нагружением) в месте, соответствующем
положению точки Ау равен zx\yi, то общая деформация обоих тел в этой точке,
вызванная нагрузкой, распределенной по всей площадке контакта, равна
«*у =д - z
х'у' >
ИЛИ
-1st
5 - zxy ~ -
Pi Ах ■ Ау
2^
**£ [W-XiY + iV1 -УгУ]42
' Здесь Xi, yi — координаты элемента i, имеющего размеры Ах и
Ау> а Pi —* среднее давление в пределах этого элемента. Такие уравнения
могут быть составлены для каждого из к элементов Ах • Ау, которые
перекрывают (с некоторым запасом) всю предполагаемую поверхность
контакта S = Ах • Ау. В этой системе подлежат определению дик
значений pi. В качестве (fc-H)-ro уравнения может быть использовано
уравнение равновесия •" ••» .•>...-.
Q = ^2piAx-Ay.
• f.li i=\
Решение этой системы представляет собой довольно сложную и
трудоемкую задачу. Поэтому был использован метод конечных элементов
в комбинации с методом полос.
Физическая модель решения следующая. Действительные тела
качения представлены (рис.6) в форме: 1) бочкообразного ролика 1, радиус
3.3» Расчет контактных напряжений для тел качения
m
Рис. 6. Модель тел качения и площадка контакта
кривизны которого Rx вдоль оси х является переменным и равен
Rtx' Rix
R,=
R\x + R
2x
где R)X. &2x — радиусы кривизны первого и второго действительных тел
в плоскости вращения, параллельной плоскости yOz и расположенной
на расстоянии х от нее, и 2) цилиндра 2, который имеет переменный
радиус кривизны р и ось, перпендикулярную оси ролика 1. Числовая
величина р не оговаривается, но усматривается, что зазоры zx между телами
1 и 2 в плоскости xoz перед нагружением те же самые, что и для
реальных тел. Таким образом, мы сохраняем неизменными реальные условия
контакта, которые определяются упругими характеристиками материалов
сжимаемых тел, нагрузкой и функцией зазоров между телами.
Правомерность такой трансформации была проверена расчетом.
Первая часть задачи заключается в определении формы и
размеров площадки контакта. Совместно с известными формами сжимаемых
тел, упругими характеристиками их материалов и величиной нагрузки это
позволит определить величину и распределение контактных напряжений.
С этой целью предполагаемая плошадка контакта (рис. 6) разбивается на п
полос линиями, параллельными оси оу и расположенными на
расстоянии / друг от друга. При этом имеется в виду, что полоса максимальной
Ширины содержит точку начального контакта (или одну из них) и
расположена симметрично этой точке. Каждая полоса рассматривается как часть
Пл°Щадки контакта двух круговых цилиндров с параллельными осями.
Ширина полосы в направлении оси х равна I — hbc. Здесь h > 1 —
коэффициент пропорциональности, а Ьс — малая полуось площадки контакта
^ 1 и 2 в сечении zoy. В первом приближении величина Ьс принимается
Равной малой полуоси площадки контакта, найденной согласно методи-
1ерца— Беляева при заданной нагрузке для двух круговых цилиндров,
и к°торых взаимно перпендикулярны (рис.7). При этом радиус одно-
Из Цилиндров равен #о (рис.6), а второго R2 = 0,002i^/^av. Здесь
82 Глава 3. Контактная прочность
Рис. 7. Модель для определения полуширины площадки контакта
в зоне начального соприкасания
zav = (Zr + zi)/2 представляет собой среднюю величину зазора между
реальными телами 1 и 2 (рис. 6) на расстоянии 0,2До справа и слева от точки
начального контакта О до нагружения. Иначе говоря, R-i — это среднее
значение радиуса р в пределах ±0,2Ло, если тело \ приравнивается
круговому цилиндру радиуса Rq, а зазоры остаются теми же самыми, что и для
реальных тел.
Если значение Ьс, полученное в результате окончательного расчета,
значительно (на 15% и более) отличается от первоначально принятого,
решение необходимо повторить при новом, уточненном его значении.
3.3. Расчет контактных напряжений для тел качения
83
сЛж предполагаемая площадка контакта имеет сравнительно большую
длину {о>/Ъ > 6), коэффициент Л может быть принят равным 1, для
более коротких — h < \. Обшее количество полос п должно быть принято
в соответствии с условием nl ^ (aj., +a2s), где а^ + аг* — предполагаемая
длина плошадки контакта. Предполагается, что интенсивность нагрузки
вдоль оси х в пределах каждой полосы постоянна. Принимаем во
внимание, что рассматриваемые тела являются телами качения, их радиусы
кривизны в каждой из плоскостей вращения, параллельных плоскости yOz,
постоянны и поэтому закон распределения напряжений в этих плоскостях
является эллиптическим.
Задача решается путем последовательного определения значений
обшей упругой деформации, вызываемой в центральной точке каждой из
полос действием всей нагрузки, распределенной по площадке контакта, и
приравнивания этой деформации сближению сжатых тел в
рассматриваемых точках.
В результате получим систему из п уравнений вида . .-.
v^, ь) ,ь<1
*-! fmRj + hlk +
Здесь г — номер полосы, в центре которой данным уравнением
определяется деформация б - z±\ j — текущий номер остальных полос (от 1
до п, кроме t); 6j, bj — полуширина плошадки контакта в среднем сечении
полос г, j; Щ, Щ — радиусы кривизны тела I в сечении, параллельном
плоскости yOz и проходящем через середину полос t, j\ 8 — упругое
сближение сжимаемых тел; 2,- — первоначальный зазор между поверхностями
в среднем сечении полосы г в плоскости хОу; /о, fm — коэффициенты
влияния, отражающие степень участия нагрузки, распределенной,
соответственно, на рассматриваемой полосе * и полосе с текущим номером у,
в образовании деформации в точке наблюдения А полосы г (см. рис. 6);
TOsslj-»|.
При соотношении полуосей а/Ь ^ 1 и I — Ьс достаточно хорошую
точность дает использование в расчетах следующих значений fm:
Т f $-
= <5
(5)
m
-Л,
0
0,6185
1
0,2252
2
0,1202
3
0,0815
4
0,0620
5
0,0496
6
0,0413
Для m>4 можно с относительной погрешностью менее 0,3 % принять
0,248
/га —
m
Расчет коэффициентов влияния дан в работе [22]. В большинстве
УЧаев площадка контакта на 80-90 % своей длины сравнительно мало
84
Глава 3. Контактная прочность
(на 10-20 %) изменяется по ширине. В этих случаях приведенное выше
нелинейное уравнение (5) можно линеаризовать, заменив во втором его
члене I на 6, (что, как показали расчеты, дает незначительную
погрешность) и оно приобретает вид
£/»#+/»#+£/»#='-* ■■■!7-<б)
Необходимо определить 6 и п значений fy. Для этого систему из п
уравнений вида (6) дополняем (ra-f 1)-м уравнением, которое находим из
условия равенства приложенной к телам нагрузки сумме нагрузок на всех
участках контакта, т. е. • о ■ •
-.■ ■.,<■.,,,,, Q = 'Ere:- »■■ ■ - <7>
*—' . t". .*
Если в результате решения системы (6)-(7) значение Ь] для одной
или более полос, расположенных у конца площадки контакта, оказывается
отрицательным, эти полосы из системы исключаются, т. е. для них
принимается bi — 0, и решение повторяется до момента, когда все корни bj
будут положительными. Но, как правило, решение само дает значение
Ц = 0 для всех излишних полос, лежащих за пределами реальной
площадки контакта.
В большинстве случаев радиус Ri в пределах области контакта
изменяется вдоль оси х сравнительно мало. Например, для пары шар —
внутреннее кольцо шарикоподшипника 307 при х = 0,6а Rx = 0,97Д0,
а при х = а Rx — 0,91 До- Поэтому в уравнениях (6) и (7) может быть
принято R{ ~ Ry — До, что упрощает расчет и обеспечивает вполне
достаточную точность.
По найденным значениям 6, определяем (см. [23, с. 75])
максимальное давление на полосе г
0,5bi /fl»
Ло = -р- »■■■■ / (8)
и давление в некоторой точке Вху этой полосы
i : л,=*о(1-п) • ■ -. ; ■-' <9)
В ходе решения были сделаны некоторые допущения: в пределах
каждой из полос интенсивность нагрузки вдоль оси х принята
постоянной; в уравнении (5) величина 1 заменена величиной &,; при
определении коэффициентов влияния fm нагрузка, распределенная на каждом
из участков, на которые разбивалась полоса, считалась сосредоточенной
в его центре (см. [22, с. 377]). Чтобы оценить приемлемость этих
допущений и определить величину вызываемой ими ошибки, была выполнена
3.4. Контактное разрушение 85
серия расчетов для различных случаев контакта и проведено сравнение
результатами классических расчетов, когда они могли быть
использованы, а также с экспериментальными данными, полученными путем
и3мерения тонких сажевых отпечатков плошадок контакта реальных
деталей, сжимаемых в специальном приспособлении заданной нагрузкой. Для
определения экспериментальных значений контактного напряжения
использовались приведенные выше формулы (8), (9). Результаты этой части
работы частично представлены в [22].
В настоящей работе использована комбинация метода конечных
элементов с методом полос, а также принято в учет, что для тел качения
распределение давления в плоскости вращения подчиняется
эллиптическому закону. Это позволило в несколько десятков раз сократить
количество уравнений в системе (6)-(7) и получить сравнительно простое
решение, дающее хорошее совпадение как с результатами расчетов по теории
Герца—Беляева, так и с экспериментальными данными. Для относительно
коротких (при a/b = 6-10) симметричных относительно малой оси
плошадок контакта задача упрощается до решения линейной системы из 7-12
уравнений.
Решение обладает свойством инверсии — позволяет определить
форму поверхностей контакта, которая, согласно результатам анализа или
опыту эксплуатации обеспечивает наиболее предпочтительное для
заданных условий работы узла и требований к нему распределение нагрузки
по области соприкасания [22]. -..« .?••"•
3.4. Контактное разрушение
Общепризнанно, что контактная усталость материала, приводящая
к выкрашиванию, возникает в результате повторных микропластических
сдвигов в некоторых, невыгодно ориентированных по отношению к
действующим напряжениям зернах материала, а также вследствие
концентрации напряжений у поверхностных неровностей и внутренних
пороков материала. Повторение макропластических сдвигов в
противоположных направлениях (при циклическом нагружении) приводит к
разрыхлению, истиранию и созданию «аморфного» слоя на плоскостях скольжения
с ослаблением спайности, нарушением равновесия внутрикристалличе-
ских связей и образованием первичной усталостной микротрещины.
При оценке контактной прочности ориентируются, как правило,
а Величину максимального контактного давления ро в центр площадки
°нтакта либо наибольшего касательного напряжения rmax, действующего
а некоторой глубине на оси z. Такой расчет, однако, в значительной
Ре является условным. Практика и эксперимент показывают, что раз-
ение в большинстве случаев начинается не в местах действия этих на-
Жений. Следовательно, ответственным за разрушение здесь является
86
Глава 3. Контактная прочность
какой-то другой комплекс напряжений, деформаций и сопутствующих
им явлений, которые, несомненно, вызываются приложенным усилием
и связаны с наибольшим контактным напряжением, но не определяются
однозначно его величиной.
Очевидно, что в процессах, приводящих к выкрашиванию,
существенную роль играют такие эксплуатационные, конструктивные и
технологические факторы, как напряженное состояние в зоне контакта,
определяемое не только приложенной нормальной нагрузкой, но также формой
и относительным движением сопряженных поверхностей;
физико-механические свойства материала, определяемые его составом, чистотой,
термической и механической обработкой; состояние и чистота поверхностей;
частота и динамичность приложения нагрузки; температурный режим;
условия смазки и вид смазочного материала; периодичность и условия
пуска — остановки; влияние окружающей среды. Определение
суммарного результата одновременного действия такого множества серьезных
взаимосвязанных факторов, количественный учет влияния которых в ряде
случаев весьма затруднителен, представляет собой очень сложную задачу.
Наряду с упомянутыми выше работами ее решению посвящено
большое количество экспериментально-теоретических исследований,
выполненных в последние десятилетия отечественными и зарубежными
учеными. Сюда в первую очередь следует отнести работы М. М. Саверина [24],
Г. К.Трубина [25], С. В. Пинегина [2,25,27], А. И. Петрусевича [7],Л. Б.Эр-
лиха, Ю.А.Мишарина, В.Д.Данилова, К.Л.Джонсона. В результате этих
исследований установлен ряд закономерностей, влияющих на процесс
контактного разрушения.
3.5. Место образования первичной трещины
и ее развитие
Ввилу спорности вопроса о месте зарождения первичной трещины,
в Институте машиноведения РАН под руководством С. В. Пинегина были
проведены крупномасштабные эксперименты при пульсирующем нагру-
жении, когда удается четко разграничить отдельные области контакта без
взаимного их перекрытия, как это имеет место, например, при качении
под нагрузкой [8].
Опыты велись без смазки при сжатии переменной нагрузкой
цилиндрических образцов диаметром 50 мм и высотой около 30 мм. Материал
образцов — сталь 1ПХГ5, закаленная до твердости HRC 60-62. Рабочими
поверхностями являлись торцы образцов, которые были плоскими, имели
форму части сферы, сферической впадины или желоба. Испытания велись
на пульсаторе с частотой нагружения 300 циклов в минуту и на
электровибраторе с частотой 4300-4900 циклов в минуту. Во всех случаях, как
при круговой, так и при эллиптической площадке контакта, разрушение
3.6. Влияние смазки
87
начиналось на поверхности в виде кольцевых или дуговых трещин,
расположенных по контуру наибольшей плошадки контакта в зоне действия
максимальных растягивающих напряжений. После зачистки и травления
обнаруживались и более мелкие трещины, расположенные концентрично
по отношению к основным. В поперечном разрезе контурная трещина
шла на несколько десятых миллиметра вглубь нормально к поверхности,
далее отклоняясь наружу от центра контакта. На глубине, в зоне действия
максимального касательного напряжения не обнаруживалось ни трещин,
ни заметного разрыхления.
Надо заметить, что для каждой из групп испытаний образцы
вырезались перпендикулярно оси прокатанных прутков стали одной и той же
плавки с тем, чтобы обеспечить предельно возможную идентичность и
постоянство структуры на поверхностях контакта.
Интересно, что при испытаниях на большой частоте пары стальной
сферический образец — плоский пластмассовый в последнем на глубине
действия Гтах образовывалась зона перегрева и обугливания материала,
вследствие интенсивного тепловыделения и плохого теплоотвода в этой
области.
Многочисленные опыты при качении под нагрузкой образцов с
различными формами рабочих поверхностей также показали, что разрушение
в подавляющем большинстве случаев начиналось не в зоне действия
максимального давления ро- Образовавшаяся первичная трещина идет под
некоторым углом к поверхности и на некотором этапе ее развития
ослабленный объем материала отделяется от поверхности — образуется выемка.
Зарождение трещин на поверхности подтверждается также тем
обстоятельством, что при добавлении в смазку абразива выкрашивания не
наблюдалось в результате даже очень длительных испытаний при высокой
нагрузке — поверхностный слой материала, содержащий эти трещины,
изнашивается раньше, чем они успевают развиться [25,26].
Вместе с тем, как отмечает С. В. Пинегин [27], иногда наблюдается
возникновение усталостных трещин на глубине, соответствующей
критической зоне — например, в железнодорожных рельсах и прокатных
балках. Одним из объяснений этого может быть значительное
пластическое деформирование поверхностных слоев под действием высоких тан-
ГеНциальных нагрузок при одновременном истирании этих слоев, вместе
с ^Рождающимися в них начальными трещинами, в присутствии абразива
Виде песка, пыли или окалины.
3.6. Влияние смазки
Помимо основного своего назначения — уменьшения трения и теп-
"отвода из зоны контакта, а также выравнивания температуры и, соответ-
Нно, снижения тепловых напряжений — смазка задерживает окисли-
88
Глава 3. Контактная прочность
тельные процессы на рабочих поверхностях, уменьшая доступ к ним
кислорода воздуха. В результате снижения сил трения на контакте
уменьшаются не только энергетические потери в узле, но и напряженность рабочего
объема материала. Разработанная А. Н. Грубиным [28] и А. И. Петрусеви-
чем (29J и развитая их последователями Ю. А. Мишариным, В. Д.
Даниловым [30], В. К. Гринкевичем гидродинамическая теория смазки
определила условия и закономерности образования и сохранения между
контактирующими телами масляной пленки, которая значительно увеличивает
реальную площадь контакта за счет перехода от контакта шероховатостей
к полному контакту и тем самым выравнивает и уменьшает давление и,
играя роль прослойки, снижает опасность задира и схватывания
поверхностей. Роль смазки при экстремальных условиях работы деталей машин —
высоких скоростях и нагрузках, повышенных температурах,
затрудненности смазывания — подробно освещена в работе Ю. Н.Дроздова, В. Г.
Павлова, В. Н.Пучкова [31].
Вместе с тем, рядом исследователей отмечается, что непременным
условием выкрашивания является наличие на поверхностях смазки.
Объяснением этому служит расклинивающее действие смазки, содержащейся
в трещине, которая, как уже говорилось, отклоняется в сторону от
центра контакта. При накатывании на нее сопряженного тела она вначале
запирается, а затем, по мере роста контактного напряжения, давление
в ней возрастает и смазка работает как гидравлический клин, вызывая
в конечном итоге отделение ослабленного объема материала.
Интересным в этом плане является эксперимент Г. К. Трубина, описанный в его
многосторонней и очень результативной работе [25]. Пара зубчатых
колес испытывалась до появления выкрашивания на зубьях ведущего колеса
при однонаправленном вращении. Затем эти же колеса переворачивались
и работали уже ранее ненагруженными профилями зубьев при
чередовании направления вращения. Суммарная долговечность во втором случае
оказалась гораздо выше вследствие истирания при каждом последующем
интервале работы слоев материала с зародышами трещин, образовавшихся
в них на предыдущем этапе, поскольку зона контакта накатывается уже
со стороны не открытого поверхностного, а глубинного (закрытого) конца
трещины и выдавливает из нее масло.
Важным аспектом роли смазки является ее влияние на величину
динамической нагрузки, возникающей вследствие ошибок изготовления
деталей узла и сопряженных с ним деталей, а также погрешностей монтажа
и несовершенства конструкции. Многими исследователями наблюдалось
значительное увеличение долговечности при применении смазок
повышенной вязкости. Учитывая расклинивающее действие смазки, это
иногда объясняется затруднительностью проникновения более вязкого масла
в поверхностные трещины. С таким объяснением трудно согласиться:
при высоких давлениях, существующих в зоне контакта, многократности
3.7. Тангенциальные силы 89
i
j
К
~J
ш
Рис. 8. Осциллограмма нагрузки на зубе зубчатого колеса при смазие:
а) маловязким маслом; б) маслом высокой вязкости
и частоте «запрессовываний» масла в трешину проникаемость его в
конечном счете вряд ли может заметно уменьшиться даже при значительном
увеличении вязкости. Более вероятными причинами представляются
увеличение толщины масляной пленки и лучшее демпфирование удара более
вязкой смазкой.
На рис. 8 показаны осциллограммы усилия на зубе, снятые на
электронном осциллографе натяжелонагруженной передаче при скорости 7,7 м/с.
Смазка поливанием: смесью масла веретенка 2 и автола 18 (а) и маслом
цилиндровым 38 (б), имевшим гораздо большую вязкость [32j. Крутящий
момент Мкр = 180 кН м. Зубчатые колеса одни и те же, съемка велась без
остановки стенда и выключения или перенастройки осциллографа через
3-4 минуты после переключения на другой вид смазки. Как видно из
осциллограмм, общая нагрузка в момент входа зуба в зацепление при смазке
более вязким маслом снижается в полтора раза. Ввиду постоянства всех
прочих факторов, есть основание считать, что это происходит благодаря
лучшему демпфированию в данном случае. При уменьшении Мхр вдвое
имело место такое же соотношение.
Очевидно, что в очень тонких поверхностных микротрешинах
гашение собственных колебаний давления в масляном клине (вызванных
Ударной волной при внезапном захлопывании трещины) при
увеличении вязкости смазки должно сказываться в значительно большей степени
вследствие возрастания потерь на трение в ней. Оба эти фактора должны
благоприятно влиять на стойкость при контактном нагружении.
3.7. Тангенциальные силы
Изучению влияния тангенциальных сил на напряженное состояние
Долговечность деталей, работающих при контактном нагружении, по-
Щено большое количество исследований. К числу наиболее интересных
Результативных работ в этой области нужно отнести труды А. И.Пет-
Усевича [33], М.М.Саверина [24], Б.С.Ковальского [34], К.Л.Джон-
90
Глава 3. Контактная прочность
сона [35]. В книге Г. К. Трубина [25] изложены результаты очень
обстоятельных и многосторонних исследований зубчатых передач, позволившие
установить ряд закономерностей, определяющих механизм контактного
разрушения рабочих поверхностей при наличии тангенциальной нагрузки.
В работах С. В. Пинегина приведен детальный анализ влияния
тангенциальных сил на долговечность деталей машин при контактном нагружении.
М. В. Коровчинским на основе принципа независимости действия сил
дан доведенный до уровня практического использования расчет
контактных напряжений для условий одновременного нагружения нормальными
и тангенциальными силами [36]. Этот же метод несколько позже был
использован К.Л.Джонсоном. В работе [18] приведен расчет напряжений
на поверхности и на различной глубине при контакте цилиндров, а также
шаров при скольжении и без него.
Обширное экспериментальное исследование влияния
тангенциальных сил на долговечность при контактном нагружении было выполнено
в Институте машиноведения РАН И. А. Шевелевым [37,38].
Неподвижный цилиндрический образец обкатывался шарами, на ведущих контактах
которых с охватывающим их вращающимся кольцом создавалось
действующее в направлении малой оси площадки контакта заданное
тангенциальное усилие, передававшееся на образец. Было испытано 8 партий по 15-20
образцов в каждой при различных сочетаниях нормальной и
тангенциальной нагрузок. Материал образцов и шаров — сталь ИГХ15, твердость
60-61 HRC.
Критерий контактной усталости в условиях одновременного действия
нормальных и тангенциальных сил на контакте был найден, исходя из
результатов выполненных экспериментов, на основе полученного М. В.
Коровчинским решения контактной задачи для данного случая. Установлено,
что тангенциальные силы в наибольшей мере влияют на изменение
растягивающих напряжений (Ту на конце малой оси эллиптической площадки
контакта в зоне растяжения. Обработка результатов испытаний показала,
что для заданных условий расчетный ресурс в циклах нагружения,
соответствующий надежности 50 %, равен
9,06 -И)'* Д ..'"'. ,
Здесь <тутах — максимальное значение относительного нормального
напряжения на конце малой оси, равное сумме <Ту + <rj, где <т^и<Гу~~
относительные напряжения, вызываемые в этой зоне нормальным и
тангенциальным усилиями соответственно, причем ^определяется по фор'
мулам Герца—Беляева, а
<ry ~ К(ту
{К — коэффициент трения скольжения). \
3.8. Оптимизация форм поверхностей контакта 91
3.8. Оптимизация форм поверхностей контакта
форма рабочих поверхностей, передающих высокие контактные на-
ки, является одним из основных факторов, определяющих работо-
пособность таких ответственных узлов машин и приборов, как опоры
ачения, зубчатые передачи, шариковинтовые механизмы. В связи с этим
последние десятилетия выполнен ряд высокорезультативных
исследований по совершенствованию форм поверхностей контакта. Так, например,
в работе [40] показано, что путем модификации формы образующей
ролика может быть существенно повышена долговечность роликового
подшипника. В работах Родзевича [41] даны полученные на основе
обширного производственного опыта практические рекомендации по снижению
концентрации нагрузки в роликовых опорах путем оптимизации форм
поверхностей качения.
Наиболее интересные работы в этом плане получены в области
зубчатых передач, условия работы которых весьма сходны, а в некоторых
отношениях и сложнее, чем в опорах качения. Так, высотная коррекция
прямозубых зубчатых передач позволяет существенно снизить величину
динамической нагрузки и повысить быстроходность передачи.
Аналогичные результаты дает и угловая коррекция. Описанный Бакингемом способ
придания продольному профилю зубьев бочкообразной формы (crowned
teeth) обеспечивает повышение долговечности передачи в случае
значительного относительного перекоса валов, вызываемого упругими и
тепловыми деформациями элементов системы либо погрешностями
изготовления и монтажа. Ту же задачу выполняет технологически более простая и
потому более экономичная угловая коррекция продольного профиля зуба
[42]. Разработаны передачи с зацеплением Новикова, имеющие
принципиально новые формы рабочих поверхностей, благодаря которым
достигается значительное увеличение грузоподъемности при одновременном
снижении веса узла.
В работе 143] приведен метод расчета формы поверхностей качения
Роликовых подшипников и направляющих, которая обеспечивает
равномерное распределение давления вдоль линии контакта и способству-
ет Повышению грузоподъемности опоры. Учитывается влияние краевого
эффекта и взаимного перекоса несущих деталей. Даны вспомогательные
«олицы и пример расчета. Метод расчета основан на приведенном в раз-
еле 2.3 экспериментально проверенном решении и может быть исполь-
ан также для улучшения характеристик прямозубых зубчатых передач,
Лкателей и пары колесо — рельс. Той же задаче посвящены работы
артнета и Т.Леле. К сожалению, в них ничего не сказано о результатах
0верки описанных решений.
в работе [44] на основании расчетных и экспериментальных данных
зано, что путем оптимизации форм поверхностей качения можно су-
92
Глава 3. Контактная прочность
щественно уменьшить потери на трение в подшипниках, повысить их
статическую или динамическую грузоподъемность либо получить
наиболее желательное для заданных условий работы соотношение этих
характеристик. Разработаны некруговые профили беговых дорожек шариковых
опор, определены их характеристики по трению качения и напряжениям
на контакте в сравнении с традиционной формой поверхностей качения.
Изложен метод расчета потерь на трение, приведены рекомендации по
выбору вида профиля и его параметров соответственно условиям работы
узла и требованиям к нему. Отработана технология обработки поверхностей
сложной формы в условиях промышленного производства на стандартном
оборудовании, а также методика их контроля [22].
Из сказанного следует, что на пути к уверенному прогнозированию
долговечности деталей, работающих при контактном нагружении, и
повышению их долговечности лежит решение ряда серьезных задач, в том
числе:
1. Отыскание эквивалентного напряжения, определяющего опасное
состояние материала, в зависимости от нормальных и тангенциальных
сил, включая силы дифференциального проскальзывания, а также
с учетом положения зон наиболее частого разрушения поверхностей,
и экспериментальная проверка полученного решения.
2. Учет влияния остаточных деформаций поверхностей качения и
вызванных ими и износом изменений контактных напряжений в
процессе работы.
3. Уточнение влияния динамичности нагружения, объема материала
и размеров тел качения.
4. Определение возможностей получения предварительной информации
о стойкости материала в условиях контактного нагружения на основе
результатов более простых и экономных усталостных испытаний при
растяжении-сжатии, знакопеременном кручении.
Список литературы
1. Hertz H. Gesammelte Wferke. Bd. 1. Leipzig, 1895. Ss. 155-196.
2. Беляев Н. М. Труды по теории упругости и пластичности. М.: Гостехиздат,
1957, 629 с
3. Динник А. Н. Удар и сжатие упругих тел. Избранные труды. Т. 1. Киев: Изд.
АН УССР, 1952. 253 с.
4. Штаерман И. М. Контактная задача теории упругости. М.; Л.: ГИТТЛ, 1949.
5. Галин Л. А. Контактные задачи теории упругости. М.; Л.: ГИТТЛ, 1953.
6. Петрусевич А. И. Контактная прочность деталей машин. М.:
Машиностроение, 1970. 64 с.
7. Пригоровский Н. И. Местные напряжения. Справочник машиностроителя. Т. 3.
М.: Машгиз, 1955.
Список литературы
93
8. Пинегин С. В. Контактная прочность в машинах. Т. 3. М.: Машиностроение,
1965. 191 с.
9. Макушин В. М. Упругие перемещения и напряженное состояние в местах
силового контакта деталей // Расчеты на прочность в машиностроении / Под
ред. С.Д.Пономарева. Т. 2. М.: Машгиз, 1958. С.385-486.
10. Dowson D. History of Tribology. L.: Longman, 1978. 350 p.
11. ГалинЛ.А. Контактные задачи теории упругости при наличии износа//ПММ.
1976. Т. 40. №6. С. 981-989.
12. Развитие теории контактных задач в СССР / Под ред. Л. А Галина. М.: Наука,
1976. 496 с.
13. Галин Л. А., Горячева И. Г. Контактные задачи теории упругости при наличии
износа// ПММ. 1977. Т.41. №5. С.807-812.
.14. Горячева И. Г. Механика фрикционного взаимодействия. М.: Наука, 2001.
5- 47,с-
'gX5. Горячева И. Г., Добычин М. Н. Контактные задачи в трибологии. М.: Маши-
^ ностроение, 1988. 253 с.
Александров В. М., Коваленко Е. В. Математические методы в контактных
задачах с износом // Нелинейные модели и задачи механики деформируемого
тела. М.: Наука, 1984. С. 77-89.
Колесников Ю. В., Морозов Е. М. Механика контактного разрушения. М.:
Наука, 1989. 224 с.
Джонсон К.Л. Механика контактного взаимодействия. М.: Мир, 1989. 510 с.
Александров В. М., Мхатарян С. М. Контактные задачи для тел с тонкими
покрытиями и прослойками. М.: Наука, 1983. 488 с.
Chekina О. С. KeerL. M. A new approach to calculation of contact characteristics //
ASMS. J.Tribol. 1999. Vol. 121. P. 20-27.
ft. Тимошенко СП Теория упругости. М.: ОНТИ, 1934. 370 с.
Справочник по триботехнике / Под ред. М. Хебды и А. В. Чичинадзе. Т. 2. М.:
Машиностроение, 1990. С. 368-411.
Орлов А. В. Опоры качения с поверхностями сложной формы. М.: Наука, 1983.
125 с.
Саверин М. М. Контактная прочность материала в условиях одновременного
действия нормальной и касательной нагрузки. М.; Л.: Машгиз, 1946. 148 с.
Трубин Г. К. Контактная усталость материала для зубчатых колес. М.: Машгиз,
1962. 404 с.
Пинегин С. В. Работоспособность деталей подшипников. М.: Машгиз, 1949.
П5с.
Пинегин С. В. Контактная прочность и сопротивление качению. М.:
Машиностроение, 1969. 244 с.
Грубин А. И. Основы гидродинамической теории смазки тяжело нагруженных
Цилиндрических поверхностей. ЦНИИТМАШ, кн. 30. Машгиз, 1949.
Петрусевич А. И. Основные выводы из контактно-гидродинамической теории
смазки // Известия АН СССР. Механика и машиностроение ОТН. 1951. № 2.
94
Глава 3. Контактная прочность
30. Данилов В. Д. Контактно-гидродинамическая и
микроконтактно-гидродинамическая теория смазки в расчетах стойкости и долговечности поверхностей
контакта деталей машин // Приводная техника. 2003. №5. С. 41-47.
31. Дроздов Ю. #., Павлов В. Г., Пучков В. И. Трение и износ в экстремальных
условиях. М.: Машиностроение, 1986. 223 с.
32. Орлов А. В. Роль динамических нагрузок в контактной прочности зубчатых
передач. Совещание по контактной прочности машиностроительных
материалов. 12-13 декабря 1961. М.: Госкомитет СМ СССР по автоматизации
и машиностроению, 1961.
33. Петрусевич А. И. Расчет зубчатых колес, принятый в ЦКБР Редукторострое-
ние. М.: Оргметалл, 1935.
34. Ковальский Б. С. Напряжения на участке местного сжатия при учете сил
трения // Известия АН СССР. 1942. №9.
35. Johnson К. L. Surface interaction between elastically loaded bodies under tangential
forces// Proc. of R. Soc. SerA. Math, and Phys. Sciences. 1955. № 1183. Vol.230.
36. Коровчинский М. В. Распределение напряжений в окрестности локального
контакта упругих тел при одновременном действии нормальных и
касательных сил в контакте // Машиноведение, 1967. №6. С. 85-96.
37. Пинегин С. В., Шевелев И. А., Гудченко В. М. и др. Влияние внешних факторов
на контактную прочность при качении. М.: Наука, 1972. 101 с.
38. Шевелев И. А., Орлов А. В., Чернилевский Д. В. Критерий контактной усталости
при совместном действии нормальных и касательных сил на контакте
качения. Инженерный журнал. 2001. № 1. С. 24-30.
39. Орлов А. В., Пинегин С. В. Остаточные деформации при контактном нагруже-
нии. М.: Наука, 1971. 61 с.
40. Кубинек М. Улучшение характеристик подшипников качения //
Подшипниковая промышленность. 1969. №3. С. 42-46.
41. Родзевич Н. В. Выбор и расчет оптимальной формы роликов для
подшипников// Вестник машиностроения. 1970. №7. С. 11-15.
42. Орлов А. В. Повышение нагрузочной способности консольных зубчатых
передач // Вестник машиностроения. 1959. №2. С. 18-19.
43. Орлов А. В. Коррекция роликовых подшипников // Проблемы
машиностроения и надежности машин. 1999. №5. С. 13-20.
44. Орлов А. В. Повышение трибологических характеристик шариковых
подшипников и направляющих // Вестник машиностроения. 2002. №7. С. 31-37.
Глава 4
Гидродинамическая теория смазки
Гидродинамическая смазка — вид смазочного действия, при
котором осуществляется полное разделение поверхностей трения смазочным
материалом в результате давления, самовозникающего в слое жидкости
при относительном движении поверхностей, ограничивающих смазочный
слой. Поскольку гидродинамическая теория смазки базируется на
достаточно строгом фундаменте гидромеханики сплошных сред, то этот раздел
до определенного времени развивался очень интенсивно и в
значительной мере независимо от остальных разделов трибологии. К настоящему
времени число работ в этой области приближается к 60 тысячам. Помимо
этого имеется большое число работ, посвященных контактно- (эласто-)
гидродинамической смазке, а также по газовой смазке, обзоры по
которым не рассматриваются в данной главе.
4.1. Этапы развития и формирование классической
гидродинамической теории смазки
Ниже приведены этапы развития гидродинамической теории смазки
с выделением характерных черт каждого этапа. Хотя выделение этапов
Достаточно условно, оно дает возможность охватить историю развития
этого раздела трибологии.
Этап 1. Формирование классической гидродинамической теории смазки
(1883-1900).
Этап 2. Учет ряда факторов, отражающих условия работы реальных
подшипников (1900-1925).
Этап 3. Создание методов расчета решения актуальных задач, связанных,
главным образом, с оборонной техникой (1925-1950).
Этап 4. Развитие гидродинамической теории смазки и выделение ее
различных разделов, называемых «теориями» (1950-1975).
^ап 5. Усложнение решаемых задач и одновременно фиксация
предыдущих этапов в форме стандартизации методов расчета, создания
справочников, учебников и компьютерных программ расчета (1975-2000).
96
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Краткая история и этапы развития гидродинамической теории
смазки, посвященные столетию теории Рейнольдса, были представлены О. Пин-
кусом в статье, опубликованной в 1988 г. [1|. В ней выделено пять
периодов развития: зарождение теории в 1880-е гг., превращение в инженерную
дисциплину (1890-1925), застой (1925-1945), возрождение (1945-1965),
современный период (1965-1986). В обзоре были указаны области
отставания теории и задачи, стоящие перед ней. Следует отметить, что при всей
содержательности обзора, сделанною известным специалистом в области
гидродинамической теории смазки, в нем, кроме Н. П. Петрова, не
упомянуты и не проанализированы достижения отечественных ученых.
Достаточно подробное описание этапов становления и развития
гидродинамической теории смазки с показом роли отечественных ученых
дано в обстоятельном обзоре М. К. Ускова и В. А. Максимова,
опубликованном в 1985 г. [2]. В качестве основы описания этапов развития
гидродинамической теории смазки в нем предложена схема, в которой
выделены шесть групп задач, названных теориями: изотермическая,
адиабатная, термогидродинамическая, термоупругогидродинамическая, упру-
гогидродинамическая, термоэласто-гидродинамическая.
В данном обзоре принят несколько иной подход к описанию этапов
развития гидродинамической теории смазки. В качестве основы
описания приняты два направления — стационарные и нестационарные задачи
(теории). В каждом из них рассмотрены этапы развития теории смазки.
Помимо этого, выделен еше ряд направлений, в частности,
гидростатическая смазка и смазка неньютоновскими жидкостями.
Первый этап (1883-1900). Одним из создателей
гидродинамической теории смазки был ученый-железнодорожник Н. П. Петров. На
основе анализа предшествующих работ о сопротивлении жидкости и опытов
на вагонных буксовых подшипниках Н. П. Петров сформулировал закон
внутреннего трения в смазочном слое и установил, что сопротивление
вращению вала в концентрически расположенном подшипнике,
определяется исключительно внутренним трением в жидкости, заполняющей
зазор. Этим было доказано, что при вращении вала поверхности разделены
смазочным слоем. Главной характеристикой, ответственной за
сопротивление относительному перемещению вала в этих условиях, является
вязкость смазочной среды. Основные положения гидродинамической теории
смазки были изложены Н. П. Петровым в четырех работах (первая была
опубликована в 1883 г. [3], а последняя в 1900 г.), в которых изложена
теория смазки, с учетом эксцентричного положения вала в подшипнике [4]-
Работы Н. П. Петрова имели и большое практическое значение, позволив
в 1887 г. на Петербургской железной дороге заменить в вагонных
буксовых подшипниках скольжения растительные масла на более дешевые
минеральные, подбираемые по их вязкости.
4.1. Этапы развития и классическая теория смазки 97
Эффект возбуждения гидродинамического давления в смазочном слое
пои врашении вала в подшипнике скольжения установил в своих опытах
1883 г. Б.Тауэр [5|. Б.Тауэр измерил давление в смазочном слое в
различных точках вкладыша, полуохватываюшего вал, и обнаружил, что
максимальное давление, генерируемое в смазочном слое, по крайней мере,
в два раза больше удельной нагрузки на вкладыш. Д. Гудмен в 1884-85 гг.
с помошью микрометра провел измерение толщины смазочного слоя при
изменении скорости вращения вала.
Результаты Б.Тауэра послужили основой для работы О. Рейнольдса
[6], который исследовал ламинарное движение вязкой несжимаемой
жидкости в тонком зазоре между двумя цилиндрами, вращающимися с разной
скоростью. О. Рейнольде в 1886 г., пренебрегая инерционными членами
частиц смазки и второстепенными членами, связанными с силами
вязкости, получил дифференциальное уравнение, носящее его имя:
д ( ,др\ д ( тдр\ dh
где: х, у — координаты в направлении вращения и вдоль оси подшипника;
р — давление в смазочном слое; h(x) — функция толщины смазочного
слоя; т] — динамическая вязкость смазки; U\, Ui — линейные скорости
поверхностей трения; V — скорость сближения поверхностей трения.
Анализируя полученное уравнение и решения для простейших
частных случаев, Рейнольде пришел к выводу, что для получения избыточного
гидродинамического давления смазочный слой должен иметь форму
клина, сужающегося в направлении движения. Помимо этого, Рейнольде
получил решение для сдавливания смазочного слоя между эллиптическими
пластинами, сближающимися со скоростью V, ввел понятие бесконечно
протяженных подшипников и уравнение, им соответствующее, предложил
условие окончания смазочного слоя и начала зоны кавитации, а также
экспоненциальную зависимость вязкости от температуры.
Уравнение Рейнольдса послужило основой для описания процессов
в смазочном слое самых разных узлов трения.
Н. П. Петров, Б.Тауэр и О. Рейнольде считаются основателями
гидродинамической теории смазки.
Второй этап (1900-1925). Дальнейшее развитие гидродинамическая
теория смазки получила в работах А. Зоммерфельда (1904) |7] и
Н.Е.Жуковского и С. А. Чаплыгина |8], вышедших в том же году. В работах А. Зо-
ммерфельда аналитически решается задача нахождения распределения
Явления в подшипнике бесконечной протяженности, полностью охва-
Ть'вающем вал. Принимаются граничные условия периодичности, в
результате чего давление в смазочном слое в сужающейся и расширяющейся
Части смазочного слоя распределено асимметрично и в расширяющейся
асти зазора — отрицательно.
Современная фибожн ни
98
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Н. Е. Жуковский в 1887 г. решал задачу о движении вязкой жидкости
между поверхностями двух эксцентричных цилиндров. В 1906 г. Н.
Е.Жуковский и С. А. Чаплыгин получили точное решение о распределении
давления в смазочном слое, полностью заполняющем зазор в
подшипнике бесконечной протяженности, исходя из уравнений Навье—Стокса,
используя для решения биполярные координаты и отбрасывая
нелинейные инерционные члены.
А. Кингсбюри предложил для решения уравнения Рейнольдса
использовать метод, основанный на аналогии между расходом смазки и
электрическим током, давлением в слое и электрическим потенциалом. Метод
позволяет с помощью электролитической ванны получать решения
уравнения Рейнольдса для ряда практических случаев. Этот подход оказался
плодотворным и послужил хорошим примером применения метода
электрогидродинамической аналогии для решения рахчичных задач
гидродинамической теории смазки, некоторые из которых приведены в разделе 5.2.
В конце 80-х гг. XIX в. А. Кингсбюри предложил подшипник,
использующий в качестве смазки воздух [10]. Им была создана установка
для измерения давления в смазочном воздушном слое.
Помимо этого А. Кингсбюри в 1898 г. предложил упорный
подшипник с самоустанавливаюшимися подушками, на который он в 1907 г.
подал заявку. Тремя годами раньше патент на подобный подшипник
получил Э. Мичелл. Кроме того, Э. Мичелл построил решение уравнения
Рейнольдса для подшипника конечной длины в виде ряда по бесселевым
функциям.
Существенный вклад в развитие гидродинамической теории смазки
высокоскоростных опор внес А. Стодола. Он предложил описывать
подшипник системой пружин и демпферов, характеристики которых
определяют критические скорости и динамическое повеление роторов. Помимо
этого он в 1924 г. предложил находить решение уравнения Рейнольдса для
подшипника конечной длины в виде произведения двух функций, каждая
из которых зависит от одной координаты. Эти подходы впоследствии
использовались многими исследователями.
В 1925 г. Б. Нькжирк открыл явление возникновения вибраций
роторов турбомашин, работающих на гидродинамических подшипниках, и
разработал методы расчета влияния гидродинамических характеристик
подшипников на динамические характеристики роторов.
Дня данного этапа развития гидродинамической смазки
применительно к опорным подшипникам скольжения был характерен ряд допущений:
смазка несжимаема, вязкость не зависит от температуры и давления,
целиком заполняет смазочный слой, в слое могут существовать отрицательные
давления, поверхности вала и подшипника круглоцилиндрические, вал
совершает только вращательное движение.
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 99
Попытки учесть конечную длину подшипника в этот период
сводились к применению полуэмпирических коэффициентов, зависящих от
отношения длины подшипников к диаметру.
Можно считать, что работы первых двух этапов сформировали
классическую гидродинамическую теорию смазки и позволили начать
провопить количественный анализ процессов, происходящих в смазочном слое,
определяющих основные показатели работы узла трения и его
работоспособность.
Обзор и анализ работ этого периода и других этапов, помимо
упомянутого выше [2], содержатся в работах М. В. Коровчинского (1959),
О. Пинкуса (1961 г., 1987 г.), Н.Типей, В. Константинеску и др. (1964),
0. Я. Токаря (1971), А.К.Никитина, К. С. Ахвердиева, Б. И. Остроухова
(1981), а также в 33-м томе "Tribology Series", посвященном
гидродинамической смазке, и в очерках по истории трибологии (И. А. Буяновский,
И. Г. Фукс, Л. Н. Багдасаров (1998)).
4.2. Развитие методов расчета и исследования
стационарных режимов смазки
Третий этап развития гидродинамической теории смазки (1925-1950).
Хотя в обзоре [ 1) этот этап О. Пинкус характеризует как застой в
развитии гидродинамической смазки, однако в нашей стране много было
сделано для создания приближенных методов расчета узлов трения
машин, применяемых для обеспечения обороноспособности страны,
открытая публикация которых не была разрешена. Этот этап характеризуется
стремлением учесть конечную длину опорного подшипника скольжения,
задавать более реальные граничные условия, учитывать тепловые эффекты
в подшипниках, зависимость вязкости от температуры. Уравнения
гидродинамической смазки применяются для расчетов и упорных подшипников
скольжения.
Л. Гюмбель предложил приближенный метод решения уравнения Рей-
нольдса, в котором распределение давления р в смазочном слое
представляется в виде произведения двух функций, одна из которых представляет
Распределение давления в подшипнике бесконечной протяженности,
другая — распределение давлений по оси подшипника скольжения в виде
параболы или косинуса [11|. Этот подход был позднее использован
многими исследователями.
Заметный вклад в развитие методов расчета упорных подшипников
^бин разных типов внес М. И. Янковский. Его основные работы в этой
области были опубликованы в период 1925-1939 гг. и обобщены позд-
^ее в работе [12]. Был предложен метод, названный позднее методом
т°Долы—Янковского, который состоял в том, что распределение давле-
Ия вдоль оси подшипника предполагалось параболическим, а функция
100 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
зависимости от окружной координаты находилась методом
последовательных приближений.
Способ представления для получения распределения давления в
подшипнике конечной длины в виде произведения функций использовали
Шибель(1931), М. Г. Ханович (1947), Д. С. Коднир (194S). Нюккер.
Основным недостатком этого этана развития теории подшипников конечной
длины является допущение подобия эпюр давления для всех положений
вала в подшипнике. В методах, предложенных Гутьяром и Фогельполем
эти недостатки были частично преодолены.
До появления ЭВМ наиболее эффективным способом решения
уравнения Рейнольдса подшипников конечной длины при сложных
граничных условиях был метод электроаналогии, предложенный А. Кингсбюри
(1931) [10], и потом примененный в разных видах Нидсом (1935), Картером
(1952), а затем и другими исследователями. Применялась
электролитическая ванна, электропроводная бумага, а затем сетка сопротивлений.
В период второго этапа развития гидродинамической теории смазки
были проведены исследования по изучению влияния границ смазочного
слоя, особенно влияния места обрыва смазочного слоя на распределение
давления. Использовались несколько гипотез начала и окончания
(обрыва) смазочного слоя в опорных подшипниках скольжения:
— периодическое условие Зоммерфельда для подшипника бесконечной
протяженности (рис. 1);
— обрыв смазочного слоя в месте минимальной толщины (Помбель,
Янковский, Стодола, Дьячков);
— место начала и конца смазочного слоя в подшипниках частичного
охвата совпадает с кромками подшипника (Зоммерфельд, Ханович,
Кингсбюри и ряд других);
— условие Рейнольдса — смазочный слой обрывается в месте (см. рис. 1),
где
Обоснование гипотезы (2) было выполнено Свифтом (1932)
исходя из того, что оно удовлетворяет принципу минимума потенциальной
энергии, и Штибером (1933) на основании рассмотрения условий
неразрывности течения смазки. С тех пор граничные условия (2) стали называть
условиями Свифта—Штибера.
Подробное исследование протяженности смазочного слоя и
возникновение кавитации в зоне расширяющегося зазора было проведено Г.
Фогельполем на прозрачных подшипниках.
В конце этого периода были заложены основы контактно- (эласто-.
упруго-) гидродинамической теории смазки.
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 101
--»-*
36
~**
72
j
/
108
I/S*
144
— <?
--а
" ■
t
ISO
I
У
V
210
252.
288
360
Рис. 1. Распределение давления в смазочном слое подшипника бесконечной длины,
полученное методом электроаналогий при: а), б) граничных условиях Зоммерфельда;
е) граничных условиях Рейнольдса
Четвертый этап (1950-1975) характеризуется бурным развитием
гидродинамической теории смазки, с одновременной специализацией и
формированием направлений, называемых теориями. Это связано с
окончанием Второй мировой войны, созданием ЭВМ, началом космической эры.
Оцвирк и Дюбуа (1953) [I3|, основываясь на работе Мичелла (1929),
для подшипников, имеющих отношение ширины к диаметру меньше 1/8,
у которых течение смазки через торцы оказывает более существенное
влияние, чем по окружности подшипника, предложили использовать
уравнение Рейнольдса в виде:
d (,jdp\ dh
dy\dy) dx
(3)
Уравнение (З) интегрируется и дает возможность получить
аналитические выражения для всех характеристик смазочного слоя. Метод оказался
очень плодотворным для решения многих задач. На практике этот подход
используется для опорных подшипников, у которых отношение ширины
Подшипника к диаметру вала доходит до 0,5, так как ошибка в отношении
Момента и расходов смазки мала и приемлема для нагрузочной
способности. Данное направление вошло в историю гидродинамической смазки
как «теория короткого подшипника».
Наиболее существенным этапом в развитии отечественной
гидродинамической теории смазки являются работы М. В. Коровчинского,
повившиеся в период с 1950 по 1959 гг. и обобщенные в двух монографиях
[14
15]. Им были рассмотрены общие уравнения движения жидкости,
102
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
выражающие законы сохранения массы, импульса и энергии, а также
уравнения состояния смазки. Из этих уравнений получено обобщенное
уравнение Рейнольдса для случая нестационарного движения вязкой
сжимаемой жидкости при коэффициентах вязкости, зависящих от состояния
смазки, а также уравнение притока тепла и уравнение состояния смазки,
представляющие собой формулировку задачи неизотермической теории
смазки. М. В. Коровчинский также применил вариационные методы для
решения задач гидродинамической теории смазки и получил совокупность
безразмерных параметров (критериев подобия), с помощью которых
описывается проблематика теории гидродинамической смазки в подшипниках
скольжения. Им рассмотрена и развита теория подшипника бесконечной
и конечной длины. Для подшипника конечной длины М. В.
Коровчинский предложил метод последовательных приближений, заключающийся
в том, что безразмерное давление представляется в виде двух функций,
каждая из которых зависит от соответствующей координаты, а вид
функций находят последовательными приближениями, пользуясь одним из
вариационных методов. В работе [15] М. В. Коровчинский применил метод,
где функция давления представлялась в виде ряда, коэффициенты
которого отыскиваются одним из приближенных методов. В конце
монографии [15] содержатся таблицы результатов расчета основных показателей
работы подшипника для разных углов охвата, относительной длины и
эксцентриситета, которые использовались для проектирования подшипников
различного назначения.
Линию Жуковского—Чаплыгина в подходе к решению задач
гидродинамической теории смазки с использованием уравнения Навье—Стокса,
в том числе с учетом линейных и нелинейных инерционных членов,
продолжил и развил А. К. Никитин (1958) [16].
Другим важным этапом развития методов расчета подшипников
скольжения и значительного расширения круга решаемых задач было
использование численных методов решения уравнения Рейнольдса и
применение для решения полученных систем алгебраических уравнений ЭВМ.
Одними из первых такой подход применили О. Пинкус и Б. Штернлихт
в 1956-1961 гг. для нахождения гидродинамических характеристик
цилиндрических, эллиптических и многоклиновых подшипников [17] с учетом
особенностей граничных условий.
Позднее появилось много работ по численным методам решения
уравнения Рейнольдса для разных углов охвата и относительной ширины L/D
подшипника, в частности Раймонди и Бойда(1958), Хейс (1958), Гросс (1962).
Решение уравнения Рейнольдса конечной длины со сложными
формами маслоподводящих канавок и граничными условиями методом
электроаналогий, реализованным в виде сетки сопротивлений (рис.2), было
выполнено С. М. Захаровым и А. П. Никитиным в 1966 г. [18]. Для
реализации граничных условий Рейнольдса было использовано условие Свифта—
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 103
,+
^ш
-л.
тл—ггг
/ НО кучам /,
гттгтттп
1 /t /(О от у uoe I
? а-
я-
i м 1111 д 111
■ 11 |д i д 111111
Л i 11 п.И I
Рис. 2. Схема электрической модели для решения уравнения Рейнольдса: 1 — сетка
сопротивлений; 2 — выпрямитель; 3 — микроамперметр с добавочным
сопротивлением; 4 — делитель напряжения
Штибера в форме гипотезы о максимальной протяженности эпюры
положительных данлений, предложенной для этих целей Э.Л. Поздняком [19]
и осуществляемой методом последовательных приближений.
Тепловые эффекты в гидродинамических подшипниках. Н. П.
Петров [3] при проведении своих знаменитых экспериментов на вагонных
подшипниках обращал большое внимание на тепловые эффекты в
подшипниках, считая, что все тепло, выделившееся п подшипнике, в
соответствии с предложенной им формулой, проходя через твердое тело,
рассеивается в окружающем воздухе. В 1933 г. А. Кингсбюри [10) на основе
экспериментальных исследований с ротационным вискозиметром
предложил систему уравнений, состоящих из: вязкостно-температурной
зависимости, связи между напряжением на сдвиг в слое смазки и скоростью
сдвига, теплопередачи в направлении поперек толщины смазочного слоя.
Система решалась графоаналитическим методом.
Необходимость объяснения существования несушей способности
смазочного слоя между параллельными поверхностями в упорных
подшипниках стимулировала, начиная с 1946 г., ряд исследований по термо-гид-
Родинамическому эффекту, в частности, исследований Камерона [20,21].
Решив уравнение Рейнольдса совместно с уравнением энергии для
параллельных поверхностей упорного подшипника и проведя
экспериментальные исследования. Дж. Янг показал [22|, что для получения
значительной несущей способности подшипника необходимы большие градиенты
емператур и очень тонкие смазочные слои, которые трудно обеспечить
в обычных условиях. Лоусон и Хадсон (1963) показали, что эффект
несущего слоя параллельных поверхностей объясняется термическим
расширением неподвижных подушек упорных подшипников.
104
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
В 1937 г. Свифт предложил использовать эффективную температуру
и соответствующую эффективную вязкость для изотермической теории.
Такой подход используется во многих случаях и в настоящее время.
М. В. Коровчинский в 1951 г. показан существенность влияния
изменения температур вдоль смазочного слоя на изменение
гидродинамического давления.
А. К. Дьячков (1955) [23] предложил для расчетов подшипников
жидкостного трения использовать уравнение теплового баланса, в котором
тепло, выделившееся в смазочном слое, отводится смазкой и посредством
теплоотвода в металл подшипников. При этом коэффициенты
теплоотдачи определялись из экспериментов. Э. Ф. Зоммер |24| разделил потоки
тепла, отводимые маслом, на два связанных потока — в рабочей,
прилегающей к области минимальной толщины слоя, и нерабочей частях зазора.
Расчетная температура в смазочном слое для изотермической задачи
находилась в виде линейной комбинации средней и входной температур
смазки.
В 1957 г. Пинкус и Штернлихт получили распределение температуры
в среднем сечении подшипника скольжения для разных геометрий
подшипников и условий их работы [17]. Зенкевич и Хантер (1956-1960), а
также Гуилинджер и Сейбел (1958) решили совместно уравнение Рей-
нольдса и энергии с учетом изменения температуры по толщине слоя.
Ряд работ учитывал изменение вязкости смазки по направлению
скольжения в виде линейной функции и экспоненциальное изменение вязкости
от температуры (А. К. Дьячков, И. Я. Токарь и И. В. Сайчук). Типей, Кон-
стантинеску и Ника использовали экспоненциадьное изменение вязкости
по продольной координате [25|.
В 1962 г. Доусон получил обобщенное уравнение Рейнольдса, даюшее
возможность учесть изменение вязкости, плотности смазки и решать его
вместе с уравнением энергии. Как уже отмечаюсь, обобщенное уравнение
Рейнольдса было приведено ранее в монографиях М. В. Коровчинского
(1959) и О. Пинкуса (1961).
Большую роль в выявлении степени влияния тепловых процессов на
гидродинамические характеристики подшипника сыграли эксперименты
А. И. Голубева (1958) по измерению температур на поверхности вала и втулки.
В обзоре [2] в разделе неизотермической теории гидродинамической
смазки отдельно выделены работы, в которых в уравнении энергии
отбрасываются члены, учитывающие теплообмен за счет теплопроводности
и конвекции, и считается, что все тепло уносится со смазкой, а уравнение
энергии осредняется по толщине слоя и имеет вид:
и и iv up и± и up ol и- rv / op \ i op ■
ср
Uh
ft3 dp'
12/z dx
dT
dx
ft3 OpdT U2 ft3
12/i dz dz ft 12/i
\dx) \dz
(4)
Задачи в такой постановке называют адиабатическим приближением.
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 105
С разной степенью приближения неиютермические задачи этото типа
рассмотрены в работах И. А. Купина (I960) |26|, П. 3. Попова [27] (1966—
1970), А. А. Раймонли (1966) [28], М. В. Коровчинского |15|, Е. Польма-
на [29], В. А. Максимова (1977) [30] и в работах других авторов.
Более полно тепловые процессы в подшипниках исследуются в
термогидродинамической теории. Для этого рассматривается система
уравнений: течения смазки Рейпольдса, энергии, теплопроводности для
неподвижной поверхности и для подвижной поверхности. Решение такой
системы обычно проводится численными методами. Для решения
аналитическими методами требуется принимать различные допущения.
Существенным шагом в развитии теории гидродинамической смазки
упорных подшипников, особенно в области решения не изотермических
задач, стали работы М. Е. Подольского (1961-1981) [31-33]. В них, помимо
адиабатического решения, рассмотрен неалиабатический смазочный слой
в упорном подшипнике, где учитываются тепловЕ.де потоки, идущие в
колодки и гребень. Исследовано влияние движения гребня на температурное
поле смазочного слоя, проанализировано соотношение между
конвективным переносом тепла движущейся смазки и теплоотдачей в окружающие
детали. Рассмотрены трехмерные смазочные слои для
теплоизолированного слоя и с учетом теплообмена. Оценены эффекты, которые обусловлены
изменением вязкости смазки в результате ее нагрева в смазочном
слове, а также эффект притяжения смазочного слоя между параллельными
поверхностями. В процессе исследований показано постоянство
температуры подвижного элемента. Решая совместно уравнение движения смазки
и энергии с учетом изменения температуры и вязкости смазки по длине
и толщине смазочного слоя, показано, что для параллельных
поверхностей и некоторых случаев клиновидности в смазочном слое возникают
отрицательные давления и притягивающие силы.
Граничные условия для тепловых задач. Одной из проблем решения
тепловых задач гидродинамической смазки являются граничные условия,
в том числе температура на входе в слой.
В ранних работах второго этапа температура на границе между
жидкостью и твердым телом принималась заданной. Затем стали принимать
во внимание, что тепло, генерируемое в смазочном слое, переносится
смазкой и отводится через металл деталей подшипника. С начала 60-х гг.
Для решения термогидродинамических задач стали использовать условия
тепловых потоков на фан и не между жидкостью и твердым телом. Этот
подход требует решения задач теплопроводности в твердых телах и требует
знания условий теплообмена между корпусом подшипника и
окружающим воздухом. Поскольку строгое решение таких задач аналитическими
Методами затруднительно, принимались различные упрощения и
модификации данного подхода.
106 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Другой проблемой задания граничных условий является определение
температуры на входе в слой. Расчет температуры масла на входе в слой
был предложен М. Г. Хановичем (1960) |34]. Позднее разные авторы
учитывали рециркуляцию смазки — смешение смазки, выходящей из слоя,
и свежей смазки. Одним из способов, предложенных в разное время
этого периода, является введение коэффициентов смешения, определяемых
отношением рециркулируемого потока смазки к подводимому.
Отдельной проблемой является определение тепловых потоков в
межколодочном пространстве в упорных подшипниках, в которых существуют
вихревые движения. Подробные исследования гидродинамических и
тепловых явлений в межколодочном пространстве и теплообмена в корпусе
подшипника были проведены М. Е. Подольским в 1970-72 гг. |32). Учтено
вихреобразование в межколодочном пространстве, влияние смазки,
вышедшей из предыдущей колодки, вторичные течения в межкололочном
канале, течения под действием центробежных сил, развивающихся при
вращении гребня, подсос масла в смазочный слой из межколодочного
канала. Предложен метод расчета коэффициента теплоотдачи в
межколодочный канал, теплоотдачи через упорный гребень и теплопередачи через
колодку [33].
Значительное влияние на температуру смазки на входе в слой
оказывают дисковые потери, то есть потери, связанные с трением свободных
участков вращающихся элементов подшипника. Способ учета этих потерь
был предложен в работе [33]. Поэлементный расчет дисковых потерь,
а также опорных подшипников с самоустанавливаюшимися подушками
предложен в работах В. А. Максимова и др. [30].
Глубокие экспериментальные и расчетные исследования по
тепловым явлениям в подшипниках и уплотнениях в период с 1958 по 1978 гг.
выполнены А. И. Голубевым [35-37]. Он установил, что «теоретическая
зависимость, учитывающая тепловой эффект в масляном слое, лучше
отражает действительность по сравнению с зависимостью, не отражающей
этого явления». Он также показал необходимость охлаждения подвижного
элемента подшипника, считая, что тепло, выделившееся в слое, отводится
посредством теплопроводности.
И. Я. Токарь (1971) [38] сформулировал и решил задачи
гидродинамической теории смазки для опорных (цилиндрических и многоклиновых)
и упорных гидродинамических и гидростатических подшипников с
неподвижными подушками и уплотнениями, работающими в стационарных
режимах смазки. В частности, И. Я. Токарем и его учениками решалась
термогидродинамическая задача [39,40]: уравнение течения смазки и
энергии для подшипников конечной длины осуществлялось методом конечных
разностей.
При решении термоупругогидродинамической задачи для упорных
подшипников теплообмен с подушкой учитывался граничными условиями
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 107
третьего рода. Тем самым удается не решать уравнение теплопроводности
лля подвижною и неподвижною элементов подшипника.
Следует отметить, что численные методы для решения термогилроди-
намических задач, а позднее термоупругогидродинамических задач, стали
применяться все более широко. Уравнение теплопроводности для подушек
упорных подшипников методом конечных разностей одним из первых
решил Д. П. Партии (1958) [411.
Маккелион с соавторами [42], решая ТГД задачу методом конечных
разностей, установили слабое влияние температуры окружающей среды
на интегральные характеристики подшипника. В ряде работ Эззат с соав-
торми решалась ТГД задача с учетом трехмерного распределения
температуры в смазочном слое и двухмерного распределения температуры в теле
подушки. Ими был сделан вывод, что нет значения эффективной
вязкости, позволяюшего достаточно точно определять все гидродинамические
характеристики подшипника.
При исследованиях и разработках тяжелонагруженных подшипников
для получения реальных результатов требовалось учитывать
макродеформацию и перекосы деталей как опорных, так и упорных подшипников.
Одним из первых деформацию вала и опорной поверхности подшипника
скольжения на основе решения плоской задачи теории упругости,
представления деформации подшипника как бесконечного пространства учел
И. А. Тодер с соавторами [43] (1968). Позднее большое внимание было
уделено учету влияния перекосов вала на характеристики подшипника.
Предложена методика определения расчетных параметров,
характеризующих величину перекосов в подшипниках, снабженных средствами
самоустановки (44|.
И. А. Толером была сформулирована задача расчета подшипников
скольжения прокатных станов по условиям предельной несушей
способности: наименьшей толщины смазочного слоя, максимальной
температуры смазки, максимальной пластической деформации подшипника и
долговечности антифрикционного слоя по усталостной прочности,
устойчивости вала на смазочном слое [43]. На рис. 3 приведен пример графика
предельной несушей способности, на котором показано и влияние УГД,
ТГД и ТУГД схем расчета на нагрузочную способность подшипника
скольжения прокатного стана.
Силовые деформации подшипников прокатных станов исследованы
• в Работах Ф. П. Снеговского [45].
Деформация подушек упорных подшипников учтена при решении
лоской неизотермической задачи П. 3. Поповым [46], а также в работах
аимонди и Бойда, Тахары, Оу и Хюбнера. П. 3. Поповым в 1977 г. предло-
ен Удобный для конструкторов метод расчета реверсивных подпятников
Учетом деформации подушек и зависимости вязкости смазочного мате-
Иала от температуры.
108 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
0 5 10 15 20 25 30 и, м/с
Рис. 3. Результаты расчетов и экспериментов по определению нагрузочной
способности подшипника скольжения прокатного стана при различных расчетных схемах
(L/D = 0,75):
1. Расчетная кривая {hml„ — hKp = 1-2 мкм).
2. Расчетная кривая (Тш,п —- Ткр = 100° С).
3. Расчетные кривые 1 и 2 при пренебрежении деформациями.
4. Расчетный график, в котором кривые 1 и 2 рассчитаны при допущении, что
температура вала равна средней температуре в подшипнике Тс.
5. Расчетный график при пренебрежении влиянием давления на вязкость смазки-
6. Расчетная кривая 1 при решении изотермической задачи Т — Тс
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 109
Уплотнения. Интерес к изучению гидродинамических процессов в
уплотнениях проявил Hay еще в 1964 г. Затем эти процессы изучались Финд-
леем (1968), описавшим динамику кавитапионного пузырька и обратный
насосный эффект. Позднее Снег и Макговери (1973) исследовали торцовое
уплотнение со спиральными канавками, которое обеспечивает внутреннее
нагнетание.
И. Я. Токарь [38] для расчета кольцевых уплотнений предложил
рассматривать уравнения движения элементов уплотнений под действием
нестационарных гидродинамических сил. Эти силы определяются из
уравнений Навье—Стокса, которые после преобразований приводят к
уравнению Рейнольдса с правой частью, соответствующей компонентам
скорости движения уплотнения.
Наиболее подробное обобщение и исследование теоретических и
Экспериментальных исследований гидродинамических процессов в
уплотнениях среди отечественных ученых были выполнены А. И. Голубевым
и обобщены в монографии в 1974 г. [36]. Особое внимание было уделено
тепловым процессам в уплотнениях. Вначале решалась ТГД задача теории
смазки, а в 1978 г. совместно с В. А. Коротковым была решена ТУГД задача
торцовых уплотнений [37J и созданы практические методы для их расчета.
Исследованию разного типа уплотнений (щелевых, плавающих с
газовым затвором, магнитожидкостных) посвящены работы В.А.Максимова
и соавторов, выполненные в период 1973-78 гг. [30].
Некруглоцилиндрические подшипники. К этому типу подшипников
относятся эллиптические и секторные подшипники, а также подшипники
со смещенным центром. Такие подшипники применяются, в основном,
для стабилизации движения вала в быстроходных подшипниках, а также
подшипниках поршневых машин. Однако, для расчета часто
использовались методы расчета, основанные на стационарных условиях течения
смазки. Такие методы были изложены в монографии Н.Типей, В. Н. Кон-
стантинеску, Ал. Ника и О. Биие, вышедшей в Румынии в 1961 г. и
переведенной на русский язык в 1964 г. [25]. Расчет подшипников как
стационарных проводился как для эллиптических подшипников с частичными
углами охвата с учетом несущего смазочного слоя, возникающего на
верхнем вкладыше, так и подшипников со вкладышами, образованными тремя
и более секторами (рис.4).
Несущая способность подшипника получается путем векторного
сложения равнодействующих давлений в этих секторах. В той же
монографии рассмотрены методы расчета подшипников без радиального зазора,
Представляющих собой вкладыш частичного охвата, который подгоняется
По валу. Чтобы работа этого вида подшипников была возможной в
гидродинамическом режиме, угол охвата вкладыша подшипника должен быть
Меньше 180°. В частности, для одного из рассмотренных случаев, чтобы
3оежать зон разряжения в смазочном слое и обеспечить максимальную
110 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
а б
Рис.4. Схема некруглоцилиндрических подшипников:
а) эллиптический; б) трехсекторный
несущую способность, оптимальный угол охвата должен бдлть в пределах
110-140°.
В монографии О. Пинкуса и Б. Штернлихта (1961) [17) получены числа
Зоммерфельда и безразмерные расходы через торцы, использование
которых позволяет получить несущую способность и расход смазки через
торцы эллиптического или трехклинового подшипника. То есть используются
характеристики, полученные для стационарно нагруженных
цилиндрических подшипников. Этот же подход использован и И. Я. Токарем [38].
Однако, для изучения показателей устойчивости таких
подшипников, кроме статических характеристик некруглоцилиндрических
подшипников, требуются и их динамические характеристики. Эти вопросы
рассмотрены в разделе 4.3.
Учет явления кавитации в смазочном слое. Эксперименты с
подшипниками, имеющими линейную скорость до 35 м/с, проведенные
В.А.Агафоновым в 1962 г. [47], показали, что уже при скорости 11-15 м/с
в смазочном слое образуются зоны разряжения до 200-300 мм рт. ст..
которые возрастают с увеличением скорости вращения вала. Величина
давления подачи смазки в определенных пределах не оказывает влияния
на протяженность смазочного слоя. Д. Коул и К. Хьюз установили это
явление при исследовании формирования смазочного слоя на прозрачных
вкладышах (рис. 5).
При исследовании подшипников, у которых смазка подводится с
торцов («затопленный» подшипник), выявились обратные течения,
оказывающие влияние на области кавитации (Этсион и Людвиг — 1983 г.).
Флоберг, Якобсон и Тейлор в 1963-65 гг. предложили теорию, по
которой смазочный слой разделяется на зону, где развиваются давления |!
смазочном слое, и зону кавитации, где имеет место струйное течение сма-
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 111
зочного слоя. Давление и зоне
кавитации принято постоянным, линия
обрыва смачочного слоя
определяется условием Свифта -Шгибера.
В этот период продолжали
появляться работы по изучению
границ смазочного слоя, например, в
работе А. И. Петруничева |48|.
С. И. Сергеев в 1972 г.
предложил способ расчета подшипников-с
не сплошной жидкостной смазкой,
с определением расходов на
основании уравнения Рейнольдса и
представлении кавитационной зоны в
виде одной каверны. Учет явления
кавитации предложен Пжном и
Ибрагимом в 1981 д. применительно к
коротким подшипникам в том
числе и для подшипников с торцевым
подводом смазки.
Рис. 5. Зона кавитационного течения
смазочного слоя, полученная на
прозрачных подшипниках [Д. Коул и К. Хьюз]
Подшипники, работающие в условиях ограниченной смазки.
Поскольку некоторые узлы трения, в частности подшипники скольжения, модут
работать в условиях ограниченной смазки, в 60-70-х гг. XX века стали
появляться работы по исследованию работы подшипников в условиях
масляного голодания. О. Пинкус с соавторами опубликовал ряд работ в этой
области [17], где рассматривал изменение зон начала и окончания
смазочного слоя при изменении расхода смазки, подаваемой к подшипнику,
и получил характеристики подшипников для этих условии.
В работе И.Я.Токаря, В. И.Дьякова, В. В. Гладкого (1971) [49] эффект
скудной смазки моделировался уменьшением торцового расхода смазки,
Доли тепла, отводимого ею, в результате чего увеличивается средняя
температура смазочного слоя, уменьшается его минимальная толщина. Для
расчета используются характеристики, полученные для подшипников,
работающих в обычном режиме, но расход смазки и расчет средних
температур проводится с использованием эмпирических зависимостей.
Позднее И. Я. Токарем в основу решения задач об ограниченной
смазке был положен принцип, согласно которому несущая часть слоя занимает
такое положение, что потери трения приобретают минимальное значение.
Применение предложенного подхода было проиллюстрировано на
сегментном подшипнике, осевых и радиальных подшипниках для неизотер-
Мических условий и стационарного режима. Результаты расчетов по отно-
Сительному эксцентриситету и максимальной температуре сравнивались
°Пытными данными.
112 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
В восьмидесятых годах появилось много работ по анализу этого
режима смазки численными методами. В частности, в работах Хешмата
и Пинкуса, а также Атиллеса (1985-88 гг.) описан метод анализа
режима масляного голодания в упорном подшипнике конечной длины. Для
расчета двумерных полей температуры и давления, основанных на
решении уравнения Рейнольдса, использована конечно-разностная сетка с
переменным шагом. Положение границ смазочного слоя устанавливалось
за счет наложения дополнительного условия на поток смазки на границе
образования смазочного слоя. Установлено, что влияние масляного
голодания относительно невелико при малых степенях голодания, но при
степенях голодания более 50% это влияние сильно возрастает. Положение
начала смазочного слоя зависит главным образом от степени голодания
и практически не зависит от геометрических и режимных параметров или
толщины смазочной пленки. При проведении анализа принималось, что
масляный слой не передает тепло поверхностям подшипника.
Влияние шероховатости поверхностей. Одной из первых работ,
специально посвященных влиянию одномерной поперечной шероховатости
на гидродинамическую смазку и характеристики плоских подшипников
бесконечной ширины, была работа Цзенаи и Сейбела (1967), в которой
обнаружили, что такая шероховатость способствует повышению несущей
способности подшипника на 30%.
Кристенсен и Тондер (1971) [50] предложили стохастический метод
анализа подшипников конечной ширины при наличии поперечной или
продольной шероховатости. Полученное ими уравнение Рейнольдса
представляет стохастическое дифференциальное уравнение в частных
производных со случайными коэффициентами.
Элрод [511 в 1973 г. предложил метод многомасштабных разложений
для анализа бороздчатой шероховатости на одной из двух поверхностей
подшипника. В той работе предполагается, что шероховатость
удовлетворяет условиям «шероховатости Рейнольдса», то есть такой, при которой
уравнение Рейнольдса остается справедливым локально в любой точке.
Чжоу и Сейбел показали [52], что это допущение остается справедливым,
если микронеровности, представляющие профили двух поверхностей,
являются случайными функциями продольной координаты с быстро
затухающей статической связью, а длина подшипника велика по сравнению
с линейным масштабом (длиной) коэффициента корреляции
микронеровностей.
Описание различных методов теоретического анализа подшипников
с шероховатыми поверхностями имеются в обзорном докладе Уилкока [53]-
Расчеты, проверенные по разным методам, показывают, что если
шероховатость поверхности, определяемая как разность максимальной и
минимальной высот неровностей поверхности, становится менее минимальной
толщины пленки, измеряемой между вершинами неровностей, то влияние
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 113
шероховатости исчезает. Поперечная составляющая шероховатости на не-
пОДвижной поверхности трения приводит к повышению несущей
способности, потерь на трение и боковой утечки. Продольная составляющая
увеличивает трение и расход в направлении скольжения, но уменьшает
боковую утечку. Поперечная составляющая на движущейся поверхности
обеспечивает дополнительное приращение несушей способности,
которое должно быть особенно благоприятно для узких подшипников. Уилкок
показал, что шероховатость поверхности может приводить к возрастанию
эффективной вязкости смазочного слоя, если отношение ее толщины
к шероховатости ~ 100, а число Рейнольдса выше ~ 10 000, то есть в
турбулентном режиме влияние шероховатости может оказаться даже больше.
Гидродинамическая смазка пористых подшипников. В пористых
подшипниках реакция смазочного слоя, расход смазки, температура
смазочного слоя, сопротивление вращению и другие показатели зависят от течения
смазки через поры. Уравнение Рейнольдса для этих подшипников имеет
вид [2]
д ( ,др\ д ( Здр\ dh ^{др*\
где: Ф — проницаемость вкладыша; dp*/dz — градиент давлений по
толщине слоя на границе пористой среды и смазочного слоя.
Для определения распределения давления в пористой среде (р*) при
ламинарном течении используется закон Дарси, который при одинаковой
проницаемости во всех направлениях сводится к уравнению Лапласа. При
интегрировании уравнения Рейнольдса учитывается непрерывность
давления на границе пористой среды (р*) и смазочного слоя (р).
Обзор работ по пористым подшипникам этого этапа был сделан в
работе [2], часть из которой приведена ниже. Теоретический анализ пористых
подшипников впервые выполнили В. Морган и А. Камерон (1957). Для
решения уравнения Рейнольдса было применено приближение короткого
подшипника Оцвирка с допущением о линейном изменении градиента
Давления поперек пористого вкладыша. Руло (1963) |54] применил
подход, в котором было решено уравнение Лапласа для короткого пористого
подшипника, а затем это решение было согласовано с уравнением
Рейнольдса с целью определения неизвестных коэффициентов Фурье.
В работах конца третьего периода развития гидродинамической смаз-
Ки Для решения подобных задач используется условие Биверса—Джосефа,
Которое предполагает существование тонкого пограничною слоя у
граничь' пористой среды, в котором касательное напряжение является
основным механизмом течения со скольжением, допуская плавный переход
По скорости от течения в смазочном слое к течению Дарси. Эксперимен-
Тальные и теоретические исследования, выполненные в работах [55, 56]
114
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
(1972-73 гг.) показали, что с ростом проницаемости пористых
подшипников несущая способность подшипников падает. Также установлено,
что демпфирующая способность пористых подшипников больше, чем
обычных.
Применение уравнения Рейнольдса для изучения гидродинамики
пористых вкладышей справедливо при малых расходах втекания смазки в
пористые подшипники. В книге А. К. Никитина, К. С. Ахвердиева и В. И. Ост-
роухова (57] проведены теоретические и экспериментальные исследования
работы пористого подшипника, питаемого под давлением через тело
подшипника. Задача решалась в линейной постановке; для анализа условий
течения смазки в слое использовалось уравнение Навье—Стокса, а в
пористом подшипнике — уравнение Лапласа. В этой же работе на основе
экспериментальных исследований показано, что несущая способность
пористых подшипников, работающих в условиях смазки под давлением,
может быть не ниже, чем у подшипников с обычными вкладышами, а работа
пористого подшипника будет протекать в более благоприятных
температурных условиях.
Экспериментальные исследования. На третьем этапе развития
гидродинамической смазки выполнено огромное число работ по
экспериментальному исследованию параметров, характеризующих работу
подшипников.
В монографии Н.Типей, В. Н. Константинеску и др. [25] (1964)
описан метод измерения температуры, основанный на изменении
сопротивления датчиков, которые регистрируются прибором, содержащим
электрический мост и электронный усилитель с нулевым индикатором. В этой же
книге описан оптический метод, позволяющий определять положение
вала в подшипнике с помошью луча света, отражающегося зеркалом,
установленным на валу, и регистрируемого
на экране фотопластинкой.
Широко используются электрические
методы измерения толщины смазочного
слоя: емкостной метод, электрического
сопротивления, тлеющего разряда,
индукционный. Наибольшее распространение для
измерения минимальной толщины
смазочного слоя в стационарно-нагруженных
подшипниках скольжения получил емкостной
метод. Этот метод и аппаратура для
измерения были разработаны Д. С. Кодниром.
М. Д. Медвинским, Э. Ф. Зоммером (195?)
[58]. Принцип работы системы состоит
в том, что при изменении толщины
смазочного слоя, меняется емкость между дат-
Рис. 6. Емкостной датчик для
измерения толщины смазочного
слоя [58]: 1 — электрод; 2 —
изоляция; 3 — втулка; 4 — нажимная
втулка; 5 — упорная гайка
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 115
чиком, заделанным в нал, изолированным от него, и вкладышем
подшипника (рис.6).
Изменение емкости датчика, включенного в контур высокочастотного
генератора, вызывает изменение частоты генерируемого напряжения,
которое затем выпрямляется, усиливается и подается на регистрирующий
прибор. В силу того, что характеристика емкостного датчика
гиперболическая, метод обладает высокой чувствительностью в зоне малой толщины
смазочного слоя. Большое значение играет тарировка датчика, для чего
созданы специальные тарировочные устройства. Этот метод был
использован И. А. Тодером и многими другими исследователями.
Для измерения давления в
смазочном слое используются месдозы,
устанавливаемые в ват. Месдозы
представляют собой втулки, на диафрагму
которых или на стержень, подпирающий
диафрагму, наклеиваются тензодатчики
[43] или пьезодатчики давления,
предложенные М. Н. Буловским, В.С.Львом,
Г. М. Коганом (рис. 7).
Для измерения температуры вблизи
рабочей поверхности используются
термопары. Для уменьшения погрешности
измерения термопара приваривается к
поверхности с помощью специального
приспособления.
Ф. П. Снеговский в период с 1957 по 1985 гг. проводил измерения
формы и толщины смазочного слоя емкостным методом, распределения
давлений с помощью мембранных тензометрических датчиков, потерь на
трение непосредственно в исследуемом узле трения, распределения
температур в подшипнике [45].
Измерение толщины смазочного слоя и гидродинамического
давления стазо критерием опенки методов расчета и выявления новых явлений
в гидродинамических тяжелонагруженных подшипниках.
Индуктивные датчики больше использованись для измерения тра-
екторий движения ваза в подшипниках, работающих в нестационарных
Условиях, а также при большой толщине смазочного слоя, например в
гидростатических подшипниках. В работе И. Я. Токаря [38] использовались
иНдуктивные датчики и схема, разработанная Харьковским
политехническим институтом. Тарировка осуществлялась установкой различных зазо-
Р°в между датчиком и измеряемой деталью.
Измерение температуры — наиболее распространенный метод ин-
Тегральной оценки условий работы опорных и упорных подшипников,
Рис. 7. Датчик для измерения
гидродинамического давления в
смазочном слое [43]
116
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
а также оценки применяемых расчетных моделей, который был применен
большим числом исследователей.
При описании процессов в гидродинамическом смазочном слое
принимаются гипотезы об области существования в нем давлений,
основанные на эксперименте. Упомянутая выше работа Д. Коула и К. Хьюза
(1955) была одной из первых работ этого периода, в которой с помошью
прозрачной модели подробно изучена область кавитационного течения
смазочного слоя (см. рис.5).
Пятый этап (1975-2000). Этот этап для стационарных задач
характеризуется развитием термоупругогидродинамической смазки (ТУГД),
связанным с решением задач гидродинамики, теплопроводности и
термоупругости. Для торцовых уплотнений эта задача решалась А. И. Голубевым
и В. А. Коротковым [37|.
Плоская неизотермическая задача с учетом деформации
поверхности применительно к опорному подшипнику была решена П. П. Усовым.
И.А.Тодером и Е.С. Кренделевым в 1982 г. [59] и М. А. Галаховым, Е.Д.Те-
рентьевым и П. П. Усовым в 1984 г. [60]. На основе проведенных
исследований, П. П. Усовым был сделан вывод (1982), что нагрузочная способность
подшипника существенно зависит от параметра (числа жесткости),
характеризующего степень деформации тел, и эта зависимость имеет максимум,
создающий условия для оптимального проектирования. Был сделан вывод,
что при расчете тяжелонагруженных гидродинамических опор скольжения
деформируемость поверхности трения и тепловые процессы нельзя
рассматривать раздельно.
Позднее И.А.Тодером и Е. С. Кренделевым (1990-93 гг.) была
разработана уточненная методика расчета подшипника скольжения на
базе решения неизотермической трехмерной задачи с учетом деформации
по гипотезе Винклера, зависимости вязкости масла от температуры и
давления, а также перекосов в подшипниках [61]. На рис.3 были приведены
графики нагрузочной способности, показывающие, что пренебрежение
деформациями дает значительную погрешность в сравнении с
графиками, в которых учтены деформации и тепловые явления, в результате чего
получается более близкое согласование с экспериментальными данными.
Проблеме ТУГД посвящены работы Дж. Феррона, М. Филона. Дж. Фре-
не и Бонкомпейна (в разном сочетании авторов) (1983-93 гг.) [62,63].
В них рассматривалось уравнение Рейнольдса для подшипника конечной
длины, трехмерное уравнение энергии, трехмерное уравнение для
распространения тепла в подшипнике, двухмерное для вала; учитывалась также
термоупругая деформация вала и подшипника. Задача решалась конечно-
разностным методом с использованием для решения полученных
алгебраических уравнений релаксационного множителя. Аналогичная задача
решалась для самоустанавливающейся подушки опорного подшипника
скольжения.
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 117
О 90 180 270 360 0 90 I80 270 360
а б
Рис. 8. Изменение температуры (а) и давления (б) в смазочном слое в центральном
сечении подшипника по окружной координате (р: I — экспериментальные данные; II —
ТГД данные без учета деформации; III — результаты ТУГД расчета
В книге Френе с соавторами [64] проведено сопоставление результатов
расчетов с экспериментом по измерению температуры и
гидродинамического давления (рис. 8).
Из этих результатов видно, что деформация с учетом температурных
эффектов дает наилучшее приближение к эксперименту. Решение только
термогидродинамической задачи не дает хорошего приближения к
реальным данным.
Таким образом, на основе последовательного решения
термогидродинамических, упругогидродинамических и термоупругогидродинамических
задач отечественными и зарубежными учеными для опорных и упорных
подшипников скольжения сделан вывод, что результат, хорошо
согласующийся с экспериментальными данными, получается тогда, когда решается
задача деформации совместно с термогидродинамической задачей.
Решение гидродинамической теории смазки для подшипников
скольжения с учетом источников смазки и свободной поверхности. При
использовании для анализа процессов в смазочном слое уравнения Рей-
нольдса не учитывается источник смазки. А. К. Никитиным, К. С. Ахвер-
ДИевым, Б. И. Остроуховым [57] (1981) рассматривалось установившееся
Движение вязкой несжимаемой жидкости между несоосными цилиндрами
с подачей смазки через отверстия в подшипнике. Решение основывается
на уравнении Навье—Стокса, в котором учитывается основная часть
нелинейных членов, полученная из решения плоской нелинейной задачи.
а также на уравнении, правая часть которого учитывает влияние
источника смазки. Другой задачей, которую решают авторы, является плоская
^линейная задача об установившемся движении вязкой несжимаемой
118
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
жидкости в зазоре при частичном его заполнении и наличии свободной
поверхности, также решаемая на основе уравнений Навье—Стокса.
Создание справочников, стандартизация методов расчета. Одной
из характерных черт пятого этапа развития теории и методов расчета
подшипников скольжения, работающих в стационарных условиях, является создание
справочников для конструкторов и стандартизация методов расчета.
Работа по стандартизации методов расчета шла, в основном, в рамках
комитета ИСО 123 «Подшипники скольжения» международной
организации по стандартизации ИСО. Секретариат подкомитета 4 (ИСО/ТК/123/4)
«Методы расчета подшипников скольжения» вел от имени Госстандарта
ВНИИНМАШ (секретарь — 3. М. Померанцева). Рабочую группу
подкомитета 4 до 1980 г. вел А. К.Дьячков, а с 1982 г. возглавил С. М.Захаров.
Наиболее активное участие в этой работе, кроме России, принимала
Германия, представленная организацией по стандартизации DIN (д-р Г. Теп-
пер). В 1990 г. был утвержден международный стандарт ИСО/4378-4 [65],
который давал термины и определения расчетным параметрам методов
расчета подшипников скольжения и их обозначения. В конце 80-х гг. был
разработан стандарт на методы расчета гидродинамических круглоцилин-
дрических опорных подшипников скольжения, работающих в
стационарных условиях [66] (рис.9).
Стандарт, утвержденный в 1993 г., состоял из четырех частей:
процедуры расчета, таблиц результатов, рекомендаций по допустимым па-
Рис. 9. Схема гидродинамического круглоцилиндрического опорного подшипника,
работающего в стационарных условиях [66]: а) поперечное сечение; б) сечение
плоскости, проходящей через ось подшипника; 1 — вал; 2 — подшипник
4.2. Развитие методов расчета и исследования режимов смазки 119
паметрам, а также примероп расчета. Основу стандарта составило
решение изотермической задачи для средненагруженных подшипников
методом конечных разностей, выполненное Е. И. Квитнииким с соавторами
и изданное в 1979 г. в виде справочника |67]. Использовались
граничные условия Рейиольдса окончания смазочного слоя с криволинейными
границами, которые численно реализовывались итерационным методом,
расчетная температура смазочного слоя определялась в результате
решения уравнения теплового баланса, с уточнением составляющих тепловых
потоков в зависимости от конструкции подшипника и условий работы
и ДРУГИХ факторов. Стандарт содержит графики зависимости рабочих
параметров подшипников от относительного эксцентриситета для разных
углов охвата, а также аппроксимационные формулы.
В 1992 г. вышли стандарты D1N 31657 (Германия), в которых
даются методы расчета многоклиновых радиальных подшипников
скольжения с фиксированными и самоустанавливаюшимися подушками,
работающими в стационарных условиях. К концу 1990-х гг. были разработаны
стандарты на методы расчета упорных подшипников с фиксированными
и самоустанавливающимися подушками, работающими в стационарных
условиях [68] (рис. 10).
Рис. 10. Схема упорного подшипника с фиксированными (I) и
самоустанавливающимися подушками (II): а) поперечное сечение А—А; б) вид сверху
120
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Для целей стандартизации удобный метол расчета упорных
подшипников с фиксированными и самоустанавливаюшимися подушками был
предложен П.З.Поповым [69].
В 1980 г. вышел справочник В. А. Воскресенскодо и В. И.Дьякова (70],
предназначенный для проектирования опор скольжения жидкостного
трения, в котором приведен метод изотермического расчета
стационарно-нагруженных цилиндрических опорных подшипников, предложенный и
рассчитанный М. В. Коровчинским. В справочнике изложен метод расчета
упорных подшипников с фиксированной геометрией и
самоустанавливаюшимися вкладышами. Для подшипников с самоустанавливаюшимися
вкладышами, приведен метод расчета неизотермического течения смазки
в зазоре с учетом теплоотвода в тело колодки, основанный, в частности,
на работах И. Я. Токаря и И. В. Сайчука [39,40].
В 1990 г. вышел справочник по триботехнике [71] под редакцией
М. Хебды и А. В. Чичинадзе, в котором М. В. Коровчинский изложил
основные положения гидродинамической смазки, а Е. И. Квитницкий
привел методику расчета средненагруженных круглоцилиндрических
подшипников скольжения, работающих в стационарных условиях, на основе
численного решения изотермической задачи, с приведением таблиц
гидродинамических параметров для разных углов охвата и относительной
ширины, а также формул для определения коэффициентов расхода
подшипников при разных конструктивных решениях. Приведены примеры расчета.
В 2001 г. вышел учебник для технических вузов «Основы
трибологии» [72], а в 2003 г. монография «Трение, износ и смазка» [73]. Несколько
справочников по трибологии вышло в этот период за рубежом.
Таким образом, в международных стандартах, справочниках и
учебниках зафиксированы достижения в методах расчета подшипников
скольжения, сформировавшиеся к концу четвертого этапа развития
гидродинамической теории смазки и опробованные при проектировании подшипников
скольжения различного назначения.
Однако пятый этап характеризовался не только фиксированием уже
сложившегося состояния теории. Много было сделано для более
полного учета конструктивных особенностей и условий работы подшипников
разных назначений, создания компьютерных программ расчета и
применения гидродинамической теории к новым областям.
В частности, в Институте автоматизированного проектирования РАН
опубликованы алгоритмы и программы автоматизации проектирования
уплотнений подвижных соединений механических систем, разработанные
С. П. Ересько, основанные на исследовании расходов и утечек смазочного
материала, давлений (напряжений) и теплового состояния [74].
Применение гидродинамической теории смазки при обработке
давлением является сравнительно новым направлением, получившим
развитие в последнее время, но первые работы в этой области относятся
4.3. Нестационарные режимы смазки 121
Рабо-
Иходная |Чая|
юна чона
("мажа
Выходная
зона
1961-66 гг. Смазку при обработке давлением (волочение, штамповка,
прокатка) можно рассматривать как процесс, происходящий при
переменных скоростях поверхностей и при изменении геометрии и
физических свойств обрабатываемой детали. Для решения этих задач требуется
совместное решение уравнений гидродинамики вязкой жидкости и
пластичности с соответствующими граничными условиями.
Такой вид смазочного действия стали
называть пластогидродинамическим (ПГД). Задачи
ПГД довольно сложны для решения. Даже в
сравнительно простом случае вытягивания листа
существуют три режима, которые требуют
отдельного описания: входная зона, где заготовка
считается жесткой, рабочая зона, где происходит
пластическая деформация заготовки и выходная
зона, где прошедшая деформацию заготовка снова
может рассматриваться как жесткая (рис. 11).
Образование гидродинамического смазочного слоя
происходит во входной зоне.
Исследования в этой области были
проведены Уилсоном и Валовитом (1971), которые
создали изотермическую модель смазки при прокатке.
Позднее Уилсон и Мерч (1979) развили эту
модель, учитывая обратные течения и проскальзывания между
поверхностями. Следующим шагом в развитии этого направления был учет
температурных явлений в процессах ПГД, выполненных Кюрнье и Тейлором (1982).
Работы по исследованию гидродинамических эффектов при
обработке металлов давлением проводились в Челябинском политехническом
институте (МПИ) А. Г. Бургвицем и Р. Я. Улицкой. Для теоретического
описания процесса течения тонкого слоя вязкой жидкости рассматривалась
физическая модель технологического процесса, состоящая из
последовательных зон, выделенных по признаку напряженного состояния
материала: входа, рабочей и зоны выхода. Для каждой из зон в физической модели
произведена оценка членов уравнений течения вязкой жидкости. В
частности, разработана модель определения параметров гидродинамического
смазочного слоя в процессе гидроэкструзии материалов. В обшем случае,
когда уравнение Рейнольдса оказывается для входной зоны несправелли-
вым, течение смазки в этой зоне описывается уравнением Навье—Стокса.
Рис.11. Схема прокатки
металла [1]: I — входная
зона, II — рабочая зона,
III — выходная зона
4.3. Нестационарные режимы смазки
4-3.1. Проблематика нестационарных задач
Если в подшипнике скольжения нагрузка, приложенная к валу, пе-
Менна по величине и по направлению, или по какой-то причине вал
122
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
отклоняется от положения равновесия, или поверхности перемешаются
относительно друг друга, то возникает нестационарное движение, при
котором скорость движения вала и реакция смазки зависит от времени.
Нестационарные режимы возникают в подшипниках скольжения
поршневых машин (двигателей внутреннего сгорания и поршневых
компрессоров), между поршнем и цилиндром, при постоянной частоте
вращения вала, при пусках, остановках и при переходных режимах, когда
частота вращения вала также является функцией времени.
В высокоскоростных опорах скольжения (роторы турбомашин,
центробежные насосы и компрессоры) нагрузка на пал осуществляется
преимущественно его собственным весом и инерционными силами от
неуравновешенных масс ротора, в результате чего вал отклоняется от положения
равновесия, а центр вала движется по некоторой траектории. При этом
возникают задачи определения границ гидродинамической
неустойчивости, оценки различных конструктивных решений, позволяющих
обеспечить гидродинамическую устойчивость во всем диапазоне
эксплуатационных режимов работы опоры скольжения.
Одними из первых О. Рейнольде и Л. Гумбель в период 1900-1925 гг.
решали задачи сближения поверхностей, то есть демпфирования,
создаваемого сдавливаемой пленкой. К концу этого периода относится начало
работ по изучению динамических характеристик роторов.
4.3.2. Развитие методов расчета нестационарно-нагруженных
подшипников скольжения
К. нестационарно-нагруженным (или сложно-, или динамически-на-
груженным) относится класс подшипников скольжения двигателей
внутреннего сгорания (ДВС) и поршневых компрессоров.
Нестационарно-нагруженные подшипники проектируются для
работы в условиях гидродинамической смазки.
Особенности нестационарно-нагруженных подшипников поршневых
машин состоят в том, что:
— равнодействующая сил F(t), приложенных к подшипнику или шейке
коленчатого вала, переменна по величине и по направлению (рис. 12);
— диаграмма нагружения подшипников, работающих в системах с кри-
вошипно-шатунным механизмом (КШМ), отличается тем, что в зоне
преимущественного действия сил инерции поступательно и враша-
тельно движущихся частей КШМ вектор нагрузки вращается в ту же
сторону, что линия центров, приводя к снижению в этой зоне
скорости относительного скольжения поверхностей шеек вата и вкладыш11
подшипника;
— силы инерции, связанные с ускорением относительного движения
шеек вала (или подшипника) в пределах диаметрального зазора, в НЮ"
4.3. Нестационарные режимы смазки
123
F, кН
360
320
280
240
200
160
120
80
0 90 180 270 360 450 540 630 а°
Рис. 12. Изменение внешних сил F, действующих на шатунный подшипник, по
углу а поворота коленчатого вала четырехтактного V-образного двигателя внутреннего
сгорания (а) и годограф сил {б), действующих на подшипник (Fx и Fy — проекции
вектора F на оси х и у; точки на годографе — угол поворота коленчатого вала)
1000 раз меньше, чем равнодействующие внешней нагрузки в любой
момент времени цикла;
— при постоянной частоте врашения коленчатого вала процессы в его
подшипниках носят периодический характер (с периодом 2л" или 4л",
в зависимости от тактности двигателя).
Под действием периодической внешней нагрузки и реакции
смазочного слоя, шейка вала в подшипнике совершает сложное движение
в пределах диаметрального зазора по некоторой траектории, определение
которой является одной из основных задач расчета
нестационарно-нагруженного подшипника.
Ниже изложены те же временные этапы развития методов расчета
Нестационарных режимов смазки, что и для стационарных режимов.
Третий этап (1925-1950). Бурное развитие автомобилестроения,
производства тракторов, судовых и тепловозных ДВС, а также передвижных
и стационарных силовых установок с ДВС, особенно для нужд военной
ТеХники, в первую очередь для авиационных и танковых двигателей, по-
тРебовало разработки приближенных методов расчета подшипников
коленчатого вала этих машин. Такие методы в период 1936-1949 гг. были
"Редложены в работах А. К.Дьячкова, П. И.Орлова, С. В. Кунаева (75-77].
124 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
В этот период подшипники рассматривались как статически
нагруженные, а величина нагрузки выбиралась по векторной диаграмме как
максимальная, или средняя в петле максимальных усилий или на характерных
участках диаграммы нагружения. Основной задачей расчета в этих
условиях являлось определение такого положения вала в подшипнике и такой
температуры смазки в слое, при которой выбранная внешняя нагрузка
равна реакции масляного слоя, а тепло, выделившееся в результате трения.
равнялось теплу, отводимому в детали подшипника. Совершенствование
методов расчета шло по пути учета отдельных факторов, отличающих
характер нагружения подшипников ДВС от статического случая. В ряде
работ траектория движения центра вала определялась как ряд статических
положений, соответствующих мгновенным значениям нагрузок из
векторной диаграммы. Изменение направления действия силы и вращения
линии центров учитывалось введением приведенной угловой скорости
вала ш„р = ш — 2fl, где П принималась равной угловой скорости
вращения вектора нагрузки. А. К. Дьячков показал [78], что угловая скорость
вращения линии центров П в общем случае отличается от угловой
скорости вращения вектора нагрузки и дал анализ критических случаев, при
которых угловая скорость поворота линии центров равнялась половине
угловой скорости вращения вала и имела одинаковое с ней направление,
а несущая способность масляного слоя в этом случае равнялась нулю.
Одним из первых необходимость решения системы уравнений для
определения траектории движения центра вала в подшипнике была
сформулирована Барвелом (1949) [79]. При нахождении реакции смазочного
слоя Барвел исходил из решения уравнения Рейнольдса для
подшипника бесконечной длины. Полученная система уравнений при нагрузке,
действующей на шатунный подшипник дизеля, была решена численным
методом и найдена траектория центра вала. В дальнейшем автор учел
конечность длины подшипника при помощи полуэмпирического
коэффициента торцевых утечек.
Четвертый этап (1950-1975). Он характеризуется более строгой
формулировкой нестационарных задач, созданием практических методов
расчета круглонилиндрических недеформируемых подшипников двигателей
внутреннего сгорания, основанных на использовании уравнения
Рейнольдса при постоянной вязкости, определяемой из теплового расчета
за цикл нагужения. и на применении ЭВМ для определения расчета
траектории движения центра вала в подшипниках.
Наиболее строгий подход к формулировке общей задачи о расчете
нестационарных режимов смазки, основанных на использовании
уравнения Рейнольдса, был сделан М. В. Коровчинским в 1953-59 гг. [80,811. Им
было показано, что решение нестационарных задач теории смазки
связно с решением системы уравнений равновесия вала на смазочном слое
и течения смазки. Им было получено уравнение, являющееся обобщением
4.3. Нестационарные режимы смазки 125
уравнения Рейпольлса для случая нестационарного движении вязкой
сжимаемой жидкости при коэффициенте вязкости, зависящем от состояния
смазки, и имеюшее вил:
дх\ г] дх) ду \ г] ду
----\2p--+6(pUh) + 6(pWh)+\2h(-^, (6)
at at
где: р — плотность смазки; U, W — компоненты скорости поверхности
трения.
М. В. Коровчинским была также проведена опенка возможности
использования обобщенного уравнения Рейнольлса для анализа
нестационарных режимов смазки. При выводе уравнения Рейнольдса пренебрегают
локальными составляющими ускорения частиц смазки. Показано, что
если произведение числа Рейнольдса на число Струхаля
1 Д2
Re -Sh= < 0,1,
Т v
где: Т — период процесса; Д — радиальный зазор; и — кинематическая
вязкость, то влиянием локального ускорения частиц смазки и
релаксационными явлениями можно пренебречь и рассматривать течение смазки
как квазистационарное. Нестационарность процесса смазки в этом случае
возникает из-за переменных нагрузок и граничных условий.
М. В. Коровчинским был также предложен безразмерный критерий
возможности пренебрежения в уравнениях равновесия вала на
смазочном слое силами инерции нала и, связанных с ним масс, по сравнению
с реакцией смазочного слоя и приложенными силами. В результате в
качестве уравнения движения вала в зазоре подшипника можно рассматривать
уравнения мгновенного равновесия, когда равнодействующая сил.
приложенных к валу F(t). в каждый момент времени цикла равна реакции
смазочного слоя P(t), определяемой тем или иным способом из
уравнения течения смазки
F(t) = P(t). (7)
Решение системы типа (6)-(7) с соответствующими граничными и
начальными условиями используется в большинстве методов практического
Расчета подшипников данного типа.
В 1957 г. Хан |82| предложил метод определения траектории вала,
Снованный на использовании предварительно полученных зависимостей
Величины безразмерной несушей способности So и утла между направ-
ением нагрузки и линией центров от координат центра нала и состав-
яющих его скоростей, взятых как параметры. Хан исходил из того, что
есУш.ая способность подшипника как вектор определяется неличиной и
126 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
углом у?р от фиксированной прямой. Хан построил лис номограммы вила:
5„ ds/dt
= f(e.q); <p,, - fP(e,q). q =
\-2dP/dt~J^-4'- г„-г,^-ч, ч \_2dft/df
где е — относительный эксцентриситет нала в подшипнике.
Метод Хана был использован Зомеа (1961) [83| с тем отличием, что
решение уравнения было найдено в виде двойного гармонического ряда
Фурье. Коэффициенты рядов находились после подстановки в исходное
уравнение путем сравнения. Граничные условия принимались такими же,
как и в метоле Хана. По методу Хана—Зомеа была составлена программа
для ЭВМ, с помощью которой находилась траектория движения центра
вала в подшипниках.
Большое распространение получили методы расчета, основанные на
том, что несущая способность нестационарно-нагруженного
подшипника представлялась в виде суммы Р = Рв + Рп, где Рп — часть несущей
способности, определяемой вращением вала со скоростью шпр\ Рп —
несущая способность, обусловленная движением вала вдоль линии центров
со скоростью ds/dt.
Одним из первых подобный метод предложил Я. И. Драбкин (1954) [84|.
Для определения несущей способности Рц он использовал решения,
полученные С. Н. Куцаевым в предположении, что граничные условия для
динамически нагруженного подшипника те же, что и для статически
нагруженного.
Наиболее полно идея разделения несушей способности получила свое
выражение в методе Холланда (1959) [85]. Уравнения движения вала в
проекции на направление линии центров и ей перпендикулярное Холландом
было записано в виде
F(t) cos (6-p) = Pn + PB cos в;
F(t) sin (S - /3) = PBsin0,
где в — угол между линией центров и направлением Рц.
Составляющие несущей способности Рв и Р„ были выражены через
числа Зоммерфельда вращения (5„) и поступательного движения (Sn) как
SHLD(u-2dfi/dt) SnLD de
■ф- ф- dt
где ip — относительный зазор.
Холланд получил систему уравнений:
dx ЬЩ2
dt ~ LD,tSn
sin (<5-7)
cos(a - 7) —
d£ _ ш _ F(<)02 sin (/3-7)
~dt ~ ~2 ~ LDtlSn ' 2 sin (9 '
4.3. Нестационарные режимы смазки
127
Одним из первых метод расчета нестационарно-нагруженных
подшипников на ЭВМ был реализован А. Эберхардом и О.Ланг (1961) [86].
для чисел Зоммерфельда были использованы анпроксимационные
выражения, полученные Вальтером и Зассенфельдом, а для поступательного
движения — выражение, полученное Динжером.
Метод Холланда был использован Ппезером для создания
практических методов расчета подшипников коленчатого вала автомобильных
двигателей |87|.
В 1965 г. Букер Дж. [88] предложил графический метод решения
задачи динамически нагруженного подшипника — метод подвижности.
Построение годографов векторов подвижности осуществляется на основе
решений уравнения Рейнольдса различными методами (решение Оквирка,
Уорнера, Зоммерфельда и др). На основе метода Буккера были созданы
методы численного интегрирования полученных систем уравнений на ЭВМ.
И. Я. Токарем и В. А. Сиренко [89| в 1970 г. предложен для
рассмотрения еше один метод решения поставленной задачи. Прежде всего, при
помощи численного интегрирования системы уравнений реакции
смазочного слоя, полученной для подшипника бесконечной длины, и
последующего определения траектории центра вала, было показано, что учет
локальных членов инерции частиц смазки повышает точность расчета
всего на 0,4%. Тем самым была подтверждена возможность применения
уравнения Рейнольдса для изучения характеристик подшипников
двигателей внутреннего сгорания и других поршневых машин. Для нахождения
траектории авторы пользовались уравнениями равновесия вала на
смазочном слое, представленными в виде двух безразмерных равенств в проекции
на линию центров и перпендикулярное ей направление, в правой части
которых находятся шесть функций, определяемых интегрированием частных
решений уравнения Рейнольдса. Решение полученной системы
осуществлялось численным методом на ЭВМ. Вязкость принималась постоянной
и затем уточнялась на основе статического расчета. В дальнейшем авторы
предложили уточнять температуру масла на каждом шаге интегрирования.
Расчетам динамически-нагруженных подшипников посвящена книга
С. Г. Каратышкина |90].
В 1968 г. Ллойд, Маккелион и Хорснелл [91] предложили метод
расчета, в котором уравнения равновесия вала на смазочном слое записываются
в момент времени t + At. Это потребовало определения частных
производных от реакции смазочного слоя по координатам и составляющим
скорости движения центра вала, которые находятся численным
интегрированием соответствующих частных решений уравнения Рейнольдса.
Дж. Кембел в 1967 г. выполнил обзор имеющихся к этому времени
Методов расчета подшипников поршневых машин, в котором провел сопо-
тавление результатов расчетов различными методами шатунных подшип-
иков судового двигателя Ruston and Hornsby 6VEB-X Mk III при частоте
128 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
и 90 180 270 360 450 540 630 а°, пкв
Рис. 13. Сравнение результатов расчетов шатунного подшипника дизеля
6VEB-XMk III: 1 — по данным работы [92]; 2 — метод; 3 — модель I метода [96]
вращения 600 об/мин и постоянной вязкости [92]. Сравнение показало,
что результаты, полученные разными методами, лежат в некотором
диапазоне, показанном на рис. 13.
В СССР метод Хана получил свое распространение и развитие в
работах В. Н. Прокопьева, его сотрудников и последователей в
Челябинском политехническом институте. Направление, предложенное Холлан-
дом, было развито С. М. Захаровым с соавторами. В 1973 г. С. М. Захаров
и А. П. Никитин совместно с работниками ВЦ Коломенского
тепловозостроительного завода В. Ф. Эрдманом и К. Б. Циреторовым создали модель
и комплекс программ расчета круглоцилиндрического подшипника, на
поверхности которого могут быть смазочные канавки произвольной формы
(модель 1). Уравнение Рейнольдса решалось методом конечных разностей,
а полученная система алгебраических уравнений — методом релаксации
с использованием ускоряющего множителя. В уравнении равновесия
вала на смазочном слое использовался метод суперпозиции, а температура
определялась в результате расчета теплового баланса при средней нагрузке.
В 1974 г. В. Н. Прокопьев использовал для расчета траектории
движения вала в сложно-нагруженном круглоцилиндрическом подшипнике
модель короткого подшипника при определении гидродинамических
характеристик, метол Хана представления уравнений равновесия вала на
смазочном слое и постоянную температуру при определении траектории
движения центра вала численным методом на ЭВМ [94].
Экспериментальные методы. Исследование процессов в
подшипниках ДВС технически сложнее, чем в стационарно-нагруженных подтип-
4.3. Нестационарные режимы смазки 129
Рис.14. Схема измерения толщины смазочного слоя в коренных и шатунных
подшипниках тепловозного дизеля: 1, 2, 3 —датчики в шатунной шейке; 4 — вал; 5, 6 —
вкладыши; 7 — коаксиальные провода; 8 — трубка; 9 — крышка; 10 — токосъемник
никах. Для исследований используется емкостной метод для измерения
толщины смазочного слоя, индуктивный метод — для определения
траектории движения шейки вала в подшипнике, измерения температуры —
для контроля состояния смазки и поверхностей трения. Одним из первых
емкостной метод измерения тол шины смазочного слоя в нестационарно-
нагруженном (шатунном и коренном) подшипнике тепловозного дизеля
был применен в 1963-1965 гг. С. М.Захаровым [96]. В шейку вала
заделывались по 3 емкостных датчика .под углом 120 градусов (рис. 14).
Поверхности шеек зашлифовывалась, чтобы геометрия не изменилась. Для
тарировки датчиков было изготовлено специальное устройство, имеющее
двойную микрометрическую резьбу. Устройство устанавливалось прямо
на двигатель. Позднее, в 1968 г., усовершенствованный емкостной метод
измерения толщины смазочного слоя был применен Ю. Н. Никитиным,
сначала для исследования условий работы подшипников тракторных дизе-
лей, а затем в 1980-х гг. — для исследования гидродинамических режимов
работы пары «цилиндр — поршень».
Этими методами исследовались не только установившиеся режимы
Работы двигателей, но и режимы пуска и остановки, а также переходные
Режимы. В частности, было обнаружено [96], что разрыв смазочного слоя
в шатунном подшипнике дизеля при пуске или остановке происходит
е в зоне преимущественного действия сил инерции, как это имеет ме-
то на установившихся режимах, а в зонах действия газовых сил (рис. 15).
0скольку наибольший износ шатунных шеек вала происходит в зоне дей-
ВИя инерционных сил, то сделан вывод, что режимы пуска и остановок
5 г
овРеменнаятрибология
130 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
V ¥ V У V У У V V У У«У V У У V У »_Hl» V У У»»У V.V V
Рачрын масляного слоя
и районе третьего элею рола
Р;ирын масляного слоя
к районе нгорого >лектрола
НМТ
нижнего нала
Рис. 15. Осциллограмма разрыва смазочного слоя при пуске в подшипниках
дизелей: а) тепловозный дизель 2Д100; б) тракторный дизель ДВТЗЗО
Рис. 16. Осциллограмма изменения колебания температуры: 1 — при пуске
двигателя; 2 — отметка внутренней мертвой точки; 3 — отметка времени — 0,02 с
4.3. Нестационарные режимы смазки
131
не определяют износ шеек коленчатого нала, как это до сих пор считается
многими инженерами.
Траектория движения центра нала обычно измеряется индуктивными
датчиками. И.Я.Токарьисоадл-оры использовали с 1971 г. для измерения
толщины слоя и траектории индуктивные датчики, соединяемые по
дифференциальной схеме. В. И. Прокопьев и его ученики использовали для измерения
по четыре индуктивных датчика, установленные под углами в 90 градусов,
позволяющие определять траекторию и установить нулевую линию (1975).
Гидродинамическое давление в нестационарно-нагруженных
подшипниках измерялось с помощью малогабаритных тензометрических
мембранных датчиков, заделываемых в поверхность толстостенного вкладыша
подшипника [97].
Температуру в подшипниках измеряли термопарами, а для измерения
нестационарной температуры на поверхности трения использовали
малогабаритные термопары, заделываемые на контролируемую глубину
поверхности, и специальные методы обработки, позволяющие восстановить
колебания температуры на дранице между смазочным слоем и
подшипником [97] (рис. 16).
Пятый этап (1975-2001). Этот этап для развития теории и методов
расчета нестационарно-нагруженных подшипников характеризуется:
— решением задач УГД, ТГД и ТУГД для нестационарно-нагруженных
подшипников;
— созданием методов расчета многоопорных валов ДВС и сложных три-
босистем с нестационарно-нагруженными подшипниками.
В 1975 г. Маляр и Рождественский использовали метод Хана в
уравнениях равновесия и итерационные методы решения уравнения Рейнольдса
для разных граничных условий обрыва смазочного слоя, для решения
задач нахождения траектории движения центра вала.
В 1977 г. С.М.Захаровым и В.Ф.Эрдманом [98] для решения
термогидродинамических задач адиабатического типа был предложен способ
преобразования уравнения теплопереноса в смазочном слое радиального
подшипника, позволяющий не использовать для решения задачи
весьма трудно определяемый параметр — коэффициент теплообмена смазки
с поверхностями трения. Граничные условия на температуру соответствуют
гипотезе прилипания смазки к поверхностям трения, отсутствию на этих
п°верхностях переноса тепла со смазкой и отражают непрерывность
температур и тепловых потоков. Для осреднения температур принималось, что
изменение температур по толщине слоя может быть описано полиномом
етвертой степени. Для оценки погрешности, которая возникает, если вме-
т° решения неизотермической задачи использовали уравнения теплопе-
Носа, было проведено сопоставление решения неизотермической зада-
' полученной метолом прямого численного интегрирования уравнений
132 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Рис. 17. Влияние некруглости подшипника 5 на траекторию движения центра вала
неизотермического течения смазки для фиксированного момента
времени цикла двигателя. Уравнение течения смазки решалось методом сеток,
а уравнение переноса тепла решалось на той же сетке по неявной интегро-
интерполяционной разностной схеме. При использовании предложенного
метода осреднения безразмерная реакция смазочного слоя до
эксцентриситета 0,95 мало отличается от решения неизотермической задачи [99).
Данный подход в 1978 г. [98] был использован для получения
уравнений переноса тепла для теплового и гидродинамического расчета
нестационарно-нагруженных подшипников. Смазочный слой был представлен
состоящим из двух частей, между которыми происходит теплоперенос.
Учитывали теплоотвод смазочного слоя в вал и подшипник и зависимость
вязкости от температуры и давления. В более поздней модели (модель 3)
учтена некруглоцилиндричность подшипника и показано ее влияние на
траекторию движения вала (рис. 17). Уравнения равновесия разрешаются
относительно составляющих скорости движения центра вала благодаря
развитию принципа суперпозиции для реакции смазочного слоя и учета
нарушения линейности уравнения течения смазки при движении вала в
сторону уменьшения эксцентриситета. Составляющие реакции смазочного слоя
получились в виде набора безразмерных характеристик зависимости от
координат центра вала для разных направлений движения линии центров.
Большое распространение получило использование метода конечных
элементов для расчета подшипников жидкостного трения. Начало работ
в этой области было положено встатьях Херерребруха (1968), Редди (1969).
Букера (1972) [100]. Одно из главных преимуществ этого подхода состоит
в возможности простой стыковки решения для течения смазки с конечно-
элементными моделями упругого деформирования корпуса подшипника,
позволяющие решать УГД задачи.
4.3. Нестационарные режимы смазки 133
В работе А. Д. Изотова сделана попытка решить УГД задачу для
нестационарно-нагруженных подшипников [101]. Однако использованные
уравнения движения для деформируемого подшипника неверны и неверна
гипотеза, что в процессе деформирования минимальная толщина слоя
не меняется, на основе чего вводится дополнительная сила
«сопротивления деформированию».
Для решения динамически-нагруженных подшипников метод и
конечно-элементные модели были применены Фантино, Френом в 1983 г.
Задача течения смазки решалась в приближении короткого подшипника.
Для получения полною решения используется итерационный процесс,
предусматривающий поочередные переходы от давлений к упругим
деформациям и обратно.
В работе Лабуфа и Букера (1984) [102] сделана попытка построения
единого метода расчета подшипников с гидродинамической и УГД
смазкой. При расчете гидродинамических характеристик учитываются условия
кавитации. Решение УГД задачи получается итерационным методом. Для
улучшения сходимости по времени используется ряд приемов (осреднение
последних значений, ограничение величин перемещений и ряд других).
Для получения траектории движения проводится интегрирование по
времени методом Эйлера. Показано существенное влияние упругости, а также
характера нагружения на минимальную толщину смазочного слоя и
максимальное давление в слое. Одним из недостатков этого подхода является
очень большое время расчета, исчисляемое десятками часов.
В работах О. Генка (1984) использовали трехмерную сетку для
описания деформации нижней головки шатуна и алгоритм Ньютона—Рафсона
для решения задачи расчета траектории, занявшей 35 часов на машине
IBM370.
Ван дер Темпель, Мосс и Босма исследовали влияние ограниченной
смазки на работу динамически-нагруженного подшипника [103]. Решение
Для смазочного слоя искали в приближении короткого подшипника. Для
Учета областей кавитации использовали уравнение неразрывности и
модель «размазанных» струй.
В книге французских исследователей [64] (1997) сделан анализ
влияния схем учета деформации и различных факторов на изменение
минимальной толщины смазочного слоя в шатунном подшипнике по углу
поворота коленчатого вала. Как видно из рис. 18, минимальная толши-
На смазочного слоя в недеформируемом и упруго деформируемом
подшипнике существенно различается на этапе выхлопа — всасывания ДВС.
"Усматривали также изменение момента трения слоя и расхода смазки,
также влияние вязкости на эти характеристики.
Одной из областей усложнения анализа динамически-нагруженных
°ДШипников является учет при расчете траектории движения центра ва-
а Условий кавитации в смазочном слое и изменения теплового состояния
134
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
О 90 I80 270 360 450 540 630 720
Рис. 18. Изменение минимальной толщины смазочного слоя и деформации в
шатунном подшипнике по углу поворота коленчатого вала дизеля [64]: с учетом
деформации; -- без учета деформации; - - • - • упругая деформация
(1997 г. — Винсент, Маспейрод и Френ — [104]). Использовано условие
кавитации Элрода и Адамса, при котором уравнение Рсйнольдса
рассматривается и в области избыточных давлений, и в области кавитации. Для
уравнения равновесия использован метод Букера, а для уравнений
теплового баланса учитывается изменение тепловыделения в слое в процессе
движения вала по траектории. Условие кавитации оказывает заметное
влияние при движении вала к центру подшипника, а учет изменения
температуры в процессе движения вала существенно уменьшает минимальную
толщину смазочного слоя по сравнению с изотермическим режимом.
Как правило, при расчете течения смазки в
нестационарно-нагруженных подшипниках используется условие типа Свифта—Штибера. Е.
П.Архангельским еще в 1981 г. была решена задача определения подвижных
границ смазочного слоя в подобных подшипниках [105].
Многоопорные валы. Особое место в исследовании нестационарно-
нагруженных подшипников занимает расчет многоопорных валов —
коренных подшипников ДВС. Особенность расчета состоит в том, что при
расчете необходимо учитывать податливость опор, в которых установлены
коренные подшипники. Прогиб вала вызывает изменение и
перераспределение нагрузок на коренные подшипники в каждый момент цикла ДВС.
4.3. Нестационарные режимы смазки
135
М. К. Ветров (I978) при расчете многоопорных валов рассматривал
.татически неопределимую балку на упругих опорах. Смещения шеек
задавшись с помощью рассчитанной траектории движения центра вала из
расчета коренных подшипников и от нагрузки на шейку. Условие окончания
расчетов — совпадение результатов по разрезной и неразрезной схемам
определения нагрузок на шейки вала.
В работе А. Д. Изотова |I0I] для расчета многоопорных валов была
предложена следующая схема. Вначале проводится расчет вала, лежащего
на жестких точечных опорах, по неразрезной схеме, а далее предлагается
определять силы, углы и скорости поворота шеек вала и по ним определять
моменты, которые прикладываются дополнительно к реакциям и исполь-
|уются для установления угловой податливости работ. Однако совместного
|цдродинамического и силового расчета не приводится, и, самое главное,
не приведено результатов реализации предложенной схемы расчета.
Совместный гидродинамический и силовой расчет многоопорных ва-
юв был реализован в 1985 г. С. М.Захаровым, Ю.Л.Тарсисом и Е. И.
Шорохом [106|. Метод расчета коленчатого вала основан на матричной
формулировке метода надопорных моментов, учитывающих вертикальную
податливость и несоосность опор (Е. И. Шорох, Ю. Л.Тарсис). Для
гидродинамического расчета была использована модель 2 метода |98| при условии
параллельности осей вала и подшипника. Принята итерационная схема
• овместного расчета, который заканчивается при удовлетворении условия
м;ыого изменения предыдущего и последующего шагов по норме векторов
. ил. На основе этого подхода возникла методология моделирования
сложных трибосистем машин, в которых существуют прямые и обратные связи
Фибологического характера, а также создан комплекс программ «Системы
иi.iбора и оптимизации узлов двигателей внутреннего сгорания» (СВОД).
Совместный расчет коленчатого вала и подшипников при условии
параллельности осей вала и подшипника предложен В.Л. Пиранером (1988).
i >еобенность предложенного метода состоит в том. что для гидродинами-
иской реакции используется решение короткого подшипника, позволяя,
и частности, уменьшить время получения решения, а также организовать
прямой итерационный процесс.
Позднее появились методы совместного расчета многоопорного вала
и коренных подшипников, учитывающие как вертикальные, так и угловые
податливости опор, а также девиацию (пространственные угловые
перемещения) вала (С.М.Захаров, И. В.Сиротенко) (1995) [ 107|. Вначале метод
■" \1иествлялся в виде системы поправок к совместному расчету,
основанных на зависимостях безразмерных составляющих реакции смазочного
юя от углов наклона оси шейки вала, полученных в 1983 г. Пекином [108].
Одновременно был предложен метод [107], основанный на учете из-
41 пения гидродинамических составляющих реакции смазочного слоя при
|чг1ичных наклонах, положениях и скоростях оси шейки вала и органи-
136 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
L/2
зации итерационного вычислительного процесса, обеспечивающего
пересчет траектории движения шейки вала в среднем сечении, определения
углов наклона шеек вала относительно каждого подшипника, учета
режимов смешанной смазки, которые
могут возникнуть при этом (рис. 19).
Расчет упругих характеристик вала
проводился с помошью трехмерной
конечно-элементной модели, а
линейных и угловых податливостей опор —
с помощью двухмерной модели.
Изменение температуры и вязкости смазки
за цикл работы двигателя
осуществлялся с помощью модели 3 метода [98].
Метод гидродинамического
расчета подшипников с учетом перекоса
и пространственного движения шейки
вала (девиации вала), предложенный
И.А.Жаровым (1995) [109|, развивая
дальше метод суперпозиции, выделяет
16 безразмерных силовых
характеристик смазочного слоя, связанных с
соответствующими компонентами
скоростей движения вала, для которых были получены формулы
аппроксимации близкой структуры. Когда оси вала и подшипника параллельны,
формула аппроксимации для этих характеристик имеет вид:
М А7
L/2
б
х =
4
Рис. 19. Схема девиации вала в
подшипнике (а) и образование зоны
смешанной смазки (б)
S = k0(l-e)-M[£M+kl(eM-e(M+0-5))] arctg2(M&),
(12)
где: е — относительный эксцентриситет; Ь — относительная ширина
подшипника; А = (с/0 - е))0'5 — вспомогательная переменная; ко, к\, &2 —
коэффициенты формул аппроксимации; .40, А1 — показатели степени.
Расчеты проводились при условии положительности давления в слое
смазки, что эквивалентно условию р = др/дп = 0 на границах слоя
смазки. Было исследовано, насколько заметно изменение граничного условия
начала слоя влияет на безразмерные характеристики подшипника.
Показано, что число Зоммерфельда So, угол наклона линии центров /3, боковая
утечка ^у,., общее сопротивление вращению f'/ip и сопротивление
вращению в нагруженной зоне f/ip при изменении граничных условий начала
слоя несущественно. Изменение величин f /хр и q^ может достигать
десятков процентов. Выяснилось, что поле давлений при относительной
ширине, стремящейся к бесконечности, стремится к решению для
бесконечного подшипника с полным охватом шипа подшипником (без условия
р ^ 0) с добавленной константой. Эта константа такова, что в точке, где
был минимум давления (меньший нуля), давление становится нулевым.
4.3. Нестационарные режимы смазки
137
Известны формулы для расчета величин /''/xj) и //хр на основе величин
So, /3, Q| и а2. Ha основе этих четырех безразмерных величин можно
получить набор из всех остальных характеристик подшипников.
Предложенный подход может быть использован для стационарных условий
работы подшипника, для моделирования девиации вала в отдельном,
например, шатунном подшипнике.
Расчеты гидродинамических характеристик подшипников
проводились численным методом, основанным на компьютерной технологии 1109|.
Суть метода состоит в том, что тонкий слой смазки заменяется сеткой
каналов, эквивалентных участкам зазора по расходу. Давлению в слое,
толщине и его вязкости соответствуют узлы сетки, которые образуют массивы,
потокам смазки соответствуют каналы сетки. Далее, используя известные
соотношения для расхода смазки, вязкости и толщины организуется
итерационный процесс. Оценено влияние густоты сетки, числа итераций
и других факторов на результат; проведено сопоставление с другими
методами, доказавшее большие возможности и применимость метода для
решения многих задач: влияние граничных условий, УГД и ТГД режимов.
Влияние динамической несоосности осей валов на характеристики
отдельного подшипника учтено в 1998 г. Маспейродом и Френом. Расчет
траектории основан на методе Букера, расчет гидродинамических
характеристик основан на уравнении Рейнольдса, учитывающем перекос шейки
нала и граничные условия, описывающие возможное контактирование
па краях подшипника.
В период 1997-99 гг. в Южно-Уральском ГТУ (ЧПИ) Ю. В.
Рождественским была развита модель расчета многоопорных валов ДВС,
учитывающая жесткостные характеристики опор и представляющая
перемещение шейки вала как результат упругих деформаций подшипника и сма-
ючного слоя, являющихся нелинейными функциями действующих сил
и моментов [110]. Для определения линейной и угловой податливостей
использовались трехмерные конечно-элементные модели. Тепловой
расчет осуществлялся по изотермической модели. Для определения
гидродинамических характеристик смазочного слоя использовалось обобщенное
vpaBHeHne Рейнольдса, конечно-разностный численный метод и метод
суммирования его частных решений, обеспечивающий уменьшение
трудоемкости расчетов.
Ю. В. Рождественским с соавторами предложен способ расчета слож-
ионагруженных подшипников и системы маслообеспечения, основанный
на итерационной процедуре последовательного расчета выходных
параметров опор, расходов и давлений в узловых точках системы
маслообеспечения [110].
Смазка поршней. Методы гидродинамической теории смазки
нестационарно нагруженных опор скольжения используются для расчета усло-
ний смазки узла поршень (поршневые кольца) — гильза цилиндра ДВС.
138
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
В частности, И. Я. Токарем (1971) рассмотрена задача о смазке поршня,
движение которого осуществляется под действием переменных по
величине и по направлению сил и скоростей движения [38|. Основой решения
служат уравнения Рейнольдса с правой частью, учитывающей все
компоненты движения поршня в цилиндре, и с граничными условиями типа
Рейнольдса, которые решаются численными методами, когда форма
области существования давлений распространяется на часть поверхности
поршня, или аналитически — разложением по малому параметру, когда
смазочный слой простирается по всей поверхности поршня.
С помощью методов гидродинамической теории смазки решается
задача оптимизации профиля поршня по различным критериям.
Экспериментально задача решалась Ю. Н. Никитиным и С. В. Коротеевым
(1985-88 гг.) посредством измерения толщины смазочного слоя
емкостными датчиками, установленными по высоте цилиндра, и предложенных
критериев минимума потерь на трение, а позднее учета деформации блока
цилиндров, определяемой методом конечных элементов.
Задача многокритериальной оптимизации профиля поршня с
учетом температурной деформации решалась также Ю. В. Рождественским
(1994-96 гг.). Вначале определяли траекторию движения с исходным
профилем юбки поршня, а затем для характерных точек траектории
определяли характеристики смазочного слоя, которые используются для
оптимизации. На основе этого подхода создан пакет прикладных программ
«Орбита — поршень» 1110].
4.3.3. Решение задач нестационарного течения смазки
К. С. Ахвердиев, продолжая направление Жуковского—Чаплыгина и
затем С.А.Никитина, начиная с 1976 г. решает неустановившиеся задачи
теории смазки [111]. Считается, что для этих задач нельзя отбрасывать
конвективные и локальные составляющие сил инерции смазки, как это
делается, когда для решения используется уравнение Рейнольдса. Для
решения используются уравнения Навье—Стокса, которые преобразуются
в нелинейные интегро-дифференциальные уравнения. Для плоской
нелинейной задачи о неустановившемся движении вязкой несжимаемой
жидкости в круглом подшипнике скольжения решение отыскивается в виде
рядов по целым положительным степеням малого параметра наибольшего
относительного эксцентриситета. Этим методом решен ряд задач,
обобщенных в книге [111], о неустановившемся движении вязкой смазки в
радиальном подшипнике конечной длины, при наличии источников вязкой
смазки, а также в пространстве между двумя цилиндрами, один из которых
совершает винтовое движение. Предложенные методы использованы для
решения задач о неустановившемся движении вязко-пластичной смазки,
вязкого газа.
4.3. Нестационарные режимы смазки
139
Однако как у нас в стране, так и за рубежом, продолжают решать
задачи расчета подшипников скольжения, работающих в неустановившихся
режимах, используя для решения уравнение Рейнольдса. Серия таких
работ выполнена во Франции |64], в частности, для
самоустанавливающихся подшипников. Решается неизотермическая двухмерная задача с учетом
тепловой и силовой деформации подушки, вала и корпуса и
теплообмена со всеми элементами. Решение осуществляется численным методом.
Рассчитанное изменение всех параметров, в том числе температур на
наружных поверхностях, сравнивается с измерением с помощью термопар
и показывает хорошее согласование результатов.
4.3.4. Исследования опор скольжения быстроходных роторов
Исследования процессов в опорах роторов проводились на первом
этапе развития этого направления гидродинамической теории смазки.
Однако после выявления влияния процессов в смазочном слое на
динамические характеристики систем с роторами к этому направлению было
привлечено внимание многих исследователей. Влияние
гидродинамических характеристик подшипника на вибрацию ротора впервые
экспериментально установил Ньюкирк в 1924-25 гг. [П2|. Это явление было
названо shaft whipping. Было установлено, что причиной вибрации
является смазочный слой. При превышении некоторой частоты вращения вала
возникают самовозбуждающиеся колебания, частота которых для жестких
роторов близка к половине скорости вращения вала.
При динамических расчетах роторных машин гидродинамические
силы смазочного слоя получаются интегрированием уравнения Рейнольдса,
учитывающего нестационарность режима смазки. Эти гидродинамические
силы являются нелинейными функциями положения вала в подшипнике
и скорости движения центра вала. Наиболее распространенный метод
анализа состоит в том, что ротор представляется жестким и рассматриваются
малые перемещения вала, что позволяет применять линейную теорию и
исследовать устойчивость движения ротора вокруг положения равновесия.
Вопросы гидродинамической устойчивости движения вала на
смазочном слое исследовали Стодола (1925), Гуммель (1926), Ханович (1947), Хэгг
(1946), А. Г. Бургвиц (1953), С. А. Чернавский (1956), М. В. Коровчинский
(1957), Тондль (1957), А. Г. Бургвиц и Г.А.Завьялов (1964), Э.Л.Поздняк
(1965), Дж. В.Лунд(1965).
Обширные исследования по устойчивости движения валов в
подшипниках жидкостного трения обобщены в монографии в 1964 г. А. Г. Бургви-
цем и Г.А.Завьяловым [113]. Для моделирования смазочного слоя
бесконечной длины в 1959 г. Хори предложил использовать метод динамических
коэффициентов, воспроизводящих жесткость и демпфирующие свойства
смазочного слоя. Определение динамических коэффициентов
основывается на решении уравнений течения смазки, в частности, уравнения
140 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
Направление
статической
нагрузки
Рис. 20. Сравнение траекторий
движения оси ротора в пределах
относительного эксцентриситета е,
полученных с помощью линейного и
нелинейного анализа
Рейнольдса, тем или иным методом. Метод динамических
коэффициентов оказался плодотворным для расчетов динамики роторов, работающих
на подшипниках скольжения. На этом методе основываются расчеты
динамики движения роторов в части реакции на дисбаланс, демпфирования
собственных частот и устойчивости. Тот факт, что решается линейная
задача — исследование при малых перемещениях вокруг положения
равновесия, в большинстве случаев не имеет существенного значения для
решения практических задач. В работе Лунда (1987) [114) дается оценка
анализа траектории движения вала в подшипнике, основанная на
линейной и нелинейной теории, и показано (рис. 20), что разница по амплитудам
и максимальным значениям не превышает 38%.
Способность подшипников скольжения генерировать автоколебания
характеризуется параметром устойчивости, предложенным Э. А. Поздня-
ком [115]. В.А.Воскресенский и В.И.Дьяков [116| в 1974 г. предложили
номограммы для графоаналитического расчета устойчивости
подшипников, представляющие графики зависимости параметра устойчивости от
относительного эксцентриситета вала в подшипнике.
Лундом предложены и другие виды диаграмм устойчивости в виде
зависимости безразмерной критической массы от числа Зоммерфельда [117].
Более сложная задача решается при вращении гибкого ротора,
гидродинамические характеристики подшипника которого анизотропны, то
есть зависят от направления [64].
В. Н. Прокопьевым и Е. А. Задорожной (1996) рассмотрена задача
расчета динамики роторов турбомашин с опорами, имеющими плавающие
вращающиеся и невращаюшиеся втулки [118]. Определение
гидродинамических характеристик в опорах с плавающими втулками осуществлялось
посредством численного итерационного метода решения уравнения
Рейнольдса. Задача устойчивости ротора и втулок решена не на основе лине-
4.3. Нестационарные режимы смазки
141
аризаиии, а с помощью процедуры прямого численного интегрирования
уравнений движения.
4.3.5. Влияние сил инерции и турбулентного течения смазки
Если подшипник работает при больших числах Рейнольдса, то при
расчетах и исследованиях возникает проблема влияния инерционных
эффектов частиц смазки и получения соотношений, позволяющих
рассчитывать подшипники, работающие в этих режимах. По классической
теории гидродинамической смазки, основанной на использовании уравнения
Рейнольдса, силы инерции частиц смазки считаются малыми по
сравнению с силами вязкости.
Известно, что ламинарное течение между эксцентричными
цилиндрами устойчиво при относительно небольших частотах вращения
внутреннего цилиндра. С повышением этой частоты оно теряет устойчивость
и переходит во вторичное ламинарное течение с вихрями Тейлора.
Появление таких вихрей оказывает сильное влияние на момент сопротивления
пращению. При дальнейшем увеличении скорости возникает переход
стационарного течения в периодическое и далее в турбулентное течение, при
котором параметры движения жидкости имеют случайный характер.
Как известно, оценка режима течения жидкости проводится по числу
Гейнольдса
Re = —с,
V
i ie: p — плотность смазки; т/ — динамическая вязкость; с — радиальный
и юр; и — линейная скорость поверхности вала.
Одним из первых турбулентность применительно к подшипникам
■ кольжения изучал Уилкок в 1950-55 гг. Его опыты показали, что переход
■ турбулентному течению происходит при числе Рейнольдса около 1000
и приводит к потере мощности, повышению температуры и к уменьшению
жсиентриситета.
В работе Пинкуса |17] предложено оценку сил инерции проводить
■ помощью модифицированного числа Рейнольдса Re* = Re^i, где rj) —
"пюсительный зазор. Если Re* й 1, то силы инерции частиц смазки
I'D о же порядка, что и силы вязкости.
Большие исследования в области турбулентности начиная с 1957 г.
проводились Константинеску и его школой [25]. В основе его подхода
|'4uit гипотеза Прандтля о длине пути перемешивания и интенсивности
ц чсния Куэтта.
В наиболее ранних работах по турбулентности смазки использовалась
иг 1 ома уравнений, аналогичная системе Рейнольдса, полученная с учетом
'нмдятий о длине перемешивания, эмпирических законах сопротивления
мшжению жидкости и турбулентной вязкости. В полученном уравнении
142
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
типа Рейнольдса турбулентность учтена умножением толщины слоя на
некоторую весовую функцию, зависящую от локального числа Рейнольдса.
В 1970 г. Константинеску предложил метод расчета подшипников для
ламинарного и турбулентного течений на основе рассмотрения
двухмерной задачи и предположения, что профиль скорости в слое не зависит
от сил инерции. В результате получено уравнение для распределения
давления по окружной координате, в правой части которого имеются члены,
учитывающие данный характер течения смазки. Позднее, в 1979 г.,
Константинеску и Галетуз развили этот подход на трехмерный случай и
получили диаграмму «модифицированное число Рейнольдса — относительный
эксцентриситет», по которой определяется предел, начиная с которого
силы инерции становятся существенными и их надо учитывать, и
предложили показатель, с помощью которого оценивается этот эффект.
В период 1963-72 гг. Ди Прима, Стюарт и Ритчи установили
зависимость между числом Тейлора Т = Re у/гр и относительным
эксцентриситетом и получили зоны работы подшипника в режиме вихрей Тейлора. Для
оценки условий перехода в режим вихрей Тейлора используется условие
Re ^ 41,3/-^/^, которое справедливо при относительных
эксцентриситетах ф ~ 0,001. Поскольку законченной теории работы подшипников
в режиме вихрей Тейлора не было, то в 1971-74 гг. были предложены
приближенные методы определения гидродинамических параметров смазки,
которые применялись для турбулентных режимов.
В турбулентном режиме движение частиц смазки имеет случайный
характер и поэтому, чтобы установить основные зависимости, переменные
в уравнениях Навье—Стокса представлены суммой их среднего значения
и случайной составляющей. В результате были получены, в зависимости
от принятых допущений, системы, аналогичные по форме системе
Рейнольдса, учитывающие инерцию частиц смазки через средние и
случайные составляющие скорости. Одним из простейших способов получения
решений для задачи о турбулентной смазке является использование
гипотезы Буссинеска о турбулентной вязкости, что было сделано Нга-Пэном
и Элродом в 1965 г.
В 1974 г. Хо и Вор использовали энергетическую модель
турбулентности Колмогорова—Прандтля для расчета эффективной турбулентной
вязкости.
Подробный анализ результатов исследований турбулентных
(суперламинарных) режимов приведен в обзоре Сери [119] (1987) и в книге
Френе [64], опубликованной в 1997 г. Однако, в этом обзоре не отражены
работы российских ученых и ученых стран бывшего СССР. Одно из первых
исследований турбулентного течения несжимаемой жидкости в коротких
подшипниковых шелях было выполнено А. И. Голубевым. Исследованию
турбулентного течения смазки в подшипниках с эллиптической расточкой
посвящена работа И.Я.Токаря и В.М.Горбунова (1979).
4.4. Гидростатическая и гидростатодинамическая смазка 143
4.4. Гидростатическая
и гидростатодинамическая смазка
На четвертом этапе развития гидродинамической смазки (1950-1975)
благодаря развитию гидротурбостроения возрос интерес к
гидростатическим подшипникам. В гидростатических опорах смазочный слой,
разделяющий поверхности вала и подшипника, создается посредством подачи
смазочного материала в зазор от внешнего источника.
При ламинарном течении смазочного материала и невращающемся
подшипнике уравнение Рейнольдса имеет вид:
*№) + *№)-'
при граничных условиях на торцах подшипника и в зоне подачи
смазочного материала, которые определяются характеристикой системы подачи,
формой и количеством отверстий (карманов) подачи смазки,
дроссельными устройствами.
В 1957 г. Г. Фогельполь, А. Раймонди и Дж. Бойд провели расчет
гидростатических подпятников, применяемых в гидротурбинах. Примерно
к то же время А. К. Дьячков провел исследование упорных подшипников
с заданным углом наклона и возможностью самоустановки в радиальном
направлении.
О. Пинкусом в 1961 г. [17] рассматриваются уравнения Рейнольдса
е соответствующими граничными условиями при невращающемся вале
и при подаче смазки под давлением для случаев ламинарного и турбу-
дентного течения сжимаемой и несжимаемой смазки. Решения для разных
е.чучаев отыскивались аналитическими методами.
Ю. Н. Соколов и А. Н. Гордеев в 1969 г. |120| обобщили опыт
применения гидростатических шпиндельных подшипников, а также
предложили инженерный метод расчета несушей способности, жесткости и по-
к-рь на трение в таких подшипниках. Они показали, что при правильном
проектировании гидростатические подшипники могут обеспечивать жид -
i оетное трение в широком диапазоне частот вращения шпинделя, включая
пчлевую частоту.
Решение задач гидростатической смазки рассматривалось в работах
11 П. Черноусова (1963), А. И. Белоусова с сотрудниками (1977).
Для расчета гидростатических опор довольно широко применяли ме-
ш,1 электроаналогий: О. Б. Приходько и О. К. Макаренко — для расчета
и юских гидростатических подушек, А. И. Голубев и А. И. Белоусов — для
Hi следования торцовых уплотнений.
В пятом периоде (1975-2000) стала развиваться теория и методы
ми чета гидростатодинамических (гибридных) подшипников.
Распределение давления в опорном подшипнике при вращающемся вале и подаче
144 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
( ма жм в гидростатические карманы для стационарного течения вязкой не-
( ж имаемой жидкости описывалось уравнением Рейнольдса при граничных
м ижиях на давление, задаваемых на границе подшипника и на
контурах i идростатических карманов. Решение уравнения ишется в виде суммы
частых решений, одно из которых удовлетворяет неоднородному урав-
м>пню с однородными граничными условиями, а другое — однородно-
м\ уравнению с заданием давления подачи смазки в гидростатические
карманы.
Гидростатический подъем при одновременном вращении вала для
упорных подшипников был рассмотрен И. Я. Токарем в 1965-1971 гг.
Решение ишется аналитически с помощью разложения в ряд Фурье.
Получены результаты, которые сопоставлены с экспериментальными
данными, и сделаны выводы по выбору параметров подшипников, работающих
д| них режимах.
Изучение условий работы и методов расчета крупногабаритных гид-
росгатодинамических подшипников было подробно рассмотрено в кни-
1с И. А. Тодера и Г. И. Тарабаева [121] (1976). Решение задачи
осуществлялось численным методом с использованием метода электроаналогий,
е помощью которого получены все основные характеристики
подшипника. Особое внимание было уделено влиянию гидростатических карманов
п.i нагрузочную способность подшипника и, в частности, установлен
эффект «наведения» гидродинамического давления в этих карманах. Сде-
.|.1н вывод, что подведение смазочного материала в зону трения будет
имен, эффект в том случае, если давление гидростатической смазки будет
поныне давления, наведенного в кармане. Предложен метод расчета гид-
роегатодинамического опорного подшипника с построением диаграммы
нафузочной способности.
В книге О.Ланга и В. Стенхилпера [122] (1978) рассмотрены
различные ниды гидростатических упорных и радиальных подшипников и
изложены методы их расчета.
В работе П.П.Усова, И. А. Тодера и Е. С. Кренделева [123] (1980)
исполнено исследование гидростатического подшипника при
неизотермическом режиме смазки с учетом силовых деформаций поверхностей
i рения (ТУГД смазка).
За этот же период появились работы, в которых решались задачи
i и аростатической смазки при использовании реологически сложных сма-
ючных жидкостей. В работе Ю. М. Пикуса [124] показано, что исполь-
юнание соответствующих реологически сложных смазочных жидкостей
(«иноляет, по сравнению с ньютоновскими жидкостями, повысить
несущую способность гидростатического подшипника до двух раз, уменьшить
расход смазки, увеличить толщину смазочного слоя.
Сингх, Нейэлвал, Синха (1982) исследовали возможности неньюто-
нопской жидкости, подчиняющейся степенной модели изменения вязко-
4.5. Неньютоновские жидкости и многофазные среды 145
сти, в подшипнике, покрытом упругим слоем материала, применительно
к гидростатическому упорному подшипнику.
Гидростатическая смазка и ее методы расчета используются для
разработки гидростатических уплотнений для турбокомпрессоров
высокого давления и центробежных нагнетателей газопроводов (В. А. Максимов
и др. 1980-82 гг.).
В выпушенном в 1990 г. втором томе справочника по
триботехнике [71] в разделе, написанном В. М. Веледницким, излагаются упрошенные
методики расчета гидростатических подшипников с однонаправленными
потоками смазки, а также гидростатодинамических подшипников.
Разные типы гидростатических подшипников (простые упорные
подушки, подушки с карманами, конические подшипники с разным
количеством карманов, сферические подшипники) и описание процессов в них
даны в книге французских исследователей, опубликованной в 1997 г. [64].
Рассмотрены разные конструкции и варианты опорных подшипников.
Отдельно рассмотрены гибридные подшипники и методы их расчета. Осно-
иой расчетов являются численные методы решения уравнения Рейнольдса.
Приведены численные результаты и сопоставление с экспериментом.
4.5. Смазка неньютоновскими жидкостями
и многофазными средами
В классической гидродинамической теории смазки предполагается,
ч то смазка является неньютоновской жидкостью. Существует большое ко-
шчество групп жидкостей, обладающих существенно неньютоновскими
■ нойствами. Наиболее распространенными являются вязкопластические
•кидкости. Многие смазочные материалы при низких и высоких темпера-
i vpax приобретают неньютоповские свойства. Помимо этого используются
микрополярные, многофазные жидкости.
Разработка теории смазки неньютоновскими жидкостями, которые
Милн назвал «реодинамической теорией смазки», относится к четвертому
11*>50— 1975) и пятому (1975-2000) периодам развития гидродинамической
иории смазки, хотя исследования щелевых течений реологически
сложных жидкостей было выполнено значительно раньше. Установившееся
н-чение вязкопластичной смазки в цилиндрическом подшипнике сколь-
i гния впервые было рассмотрено А. М. Гуткиным в 1947 г. [125], в котором
i in изучения процессов в смазочном слое было использовано уравнение,
полнее получившее название Генки—Илюшина. Реодинамическая теория
ни жопластичной смазки была предложена Н. В. Тябиным и его учениками
» 1454-60 гг. [126]. Исследования по гидростатической смазке плоского
"чшятника вязкопластичными и нелинейно-вязкими средами были
вычинены Нгуен Ань Туаном (1967-1974).
146 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
В зарубежной литературе одни из первых работ по нелинейным
эффектам вязкости в смазке применительно к упорному подшипнику были
выполнены Нг и Сейбелом в 1962 г. [127|, а затем в 1965 г. Сю и Сейбелом.
Использовались разные реологические модели, одна из которых
применима к псевдопластическим и дилатантным жидкостям. В
экспериментальной работе Тао и Филлипова (1967) показано, что распределение
давления в смазочном слое более растянутое, чем для неньютоновской смазки,
а положение максимума давления смешено в сторону вращения. В работе
М. Рейнера, М. Ханина и А. Харноу (1968) было установлено, что
несущая способность узла, работающего на нелинейной жидкости Рейнера—
Ривлина, выше несущей способности при ньютоновской смазке.
Интересны работы, начатые в 1963 г. Берштейном, Кирсли и Запаса
по изучению поведения жидкостей, описываемых интегральным
реологическим уравнением состояния, и обладающих памятью.
С. А. Шейнберг в 1954 г. провел исследования опорных
подшипников скольжения, смазываемых материалом, содержащим мелкие пузырьки
нерастворенного воздуха, и установил, что несущая способность такого
смазочного слоя понижается [128].
Однако. Тондль (1975-77 гг.), исследуя характеристики упорных
подшипников со скругленной формой и самоустанавливающихся подушек,
смазываемых маслом, содержащим пузырьки, показал, что при
правильном выборе координаты точки опоры можно обеспечить повышение
несущей способности.
В работе Д. Берецкого, выполненной в 1962 г., рассмотрена смазка
подпятника двухфазными смесями и при ряде упрощающих допущений
получены уравнения для распределения давления, несушей способности
и расхода смазки.
На пятом этапе развития гидродинамической теории смазки (1975-
2000) изучались неизотермические процессы, неустановившиеся
движения вязко-пластичных жидкостей, задачи смазки микрополярными
жидкостями.
В работах Ю. М. Пикуса (1973-1981) |124| на основе
использования модели нелинейно-вязкопластичной среды, описываемой
уравнениями Шведова—Бингама и Оствальда—де Виля проведено решение задач
о стационарном изотермическом и неизотермическом течении смазочного
материала применительно к коническим и плоским осевым
гидростатическим опорам.
И. Г. Горячевой рассмотрены контакты двух цилиндров, разделенных
смазочным слоем, обладающим неньютоновскими свойствами. Задача
решается в плоской постановке. Для описания податливости поверхностных
слоев используется одномерная модель Максвелла. Зависимость вязкости
от давления описывается уравнением Баруса. Решение полученной
системы уравнений ищется методом Ньютона—Канторовича [131].
4.6. Соображения по дальнейшему развитию теории смазки 147
Начиная с I977 г. К. С. Ахвердиев провел ряд исследований по
изучению условий работы опор скольжения, смазываемых вязкопластичыми
жидкостями, на основе уравнения Генки—Илюшина и производных от
пето. В работе [I29] рассматривалась задача об установившемся движении
низкопластичной смазки, а в работе |130| — нелинейная задача о
неустановившемся движении вязкопластичной жидкости.
В монографии К. С. Ахвердиева, В. М.Приходько и С.А.Никитина
1110] (2001), помимо указанной выше задачи о неустановившемся
движении вязкопластичной жидкости, изучено влияние нелинейных эффектов
и параметра пластичности на несущую способность и устойчивость рабо-
i i.i подшипника, работающего на нязкопласгичной смазке, а также
исследовано влияние источников вязкопластичной смазки. Этими работами,
и частности, сделан вывод, что слабо пластичная смазка увеличивает
момент сопротивления вращению вала и уменьшает температуру, а сильно
и частичная смазка увеличивает температуру в смазочном слое.
Исследования по влиянию свойств микрополярных жидкостей на
режимы смазки и их использованию начались примерно с 70-х гг., после
inio, как эти жидкости были выделены в некую группу. Микрополярными
назвали жидкости (Эрингин — 1967 г.), содержащие взвешенные частицы,
i оторые обладают собственным движением. При течении таких жидкостей
проявляются микроскопические эффекты, обусловленные микродвиже-
пиями частиц. Исследование характеристик подшипников, смазываемых
мкими жидкостями, было выполнено Пракаш и Синха (1976),
применительно к подшипнику бесконечной длины, и Типей (1979) на основе
«v пользования теории короткого подшипника. Показано, что
использование микрополярных смазок позволяет повысить несущую способность
подшипников скольжения.
4.6. Некоторые соображения по дальнейшему
развитию гидродинамической теории смазки
и ее практическим приложениям
Следует ожидать дальнейшего развития методов расчетов узлов тре-
п1ч, работающих в условиях, когда одновременно существуют гидродина-
шческая и смешанная смазки и гидродинамическая и граничная смазки.
"■части существования режимов смазки могут устанавливаться на
основами принципов термодинамики необратимых систем, в частности, прин-
мша диссипативной гетерогенности, предложенного Л. И. Бершадским.
Будут и дальше развиваться методы расчета нестаиионарно-нагру-
• иных (сложно-нагруженных) подшипников скольжения с учетом тер-
'•■мдругогидродинамической (ТУГД) смазки, а также возможности работы
I" жимах комбинированной смазки, с учетом наличия реальных систем
148 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
подачи смазки на установившихся режимах. Одновременно следует
ожидать решения задач гидродинамической, смешанной и комбинированной
смазки узлов трения машин, работающих в неустановившихся режимах
(пуск, остановка, переход с режима на режим), характерных для работы
реальных машин. К тому же современное состояние в развитии методов
расчета и вычислительных средств позволяет достаточно полно учитывать
конструктивные особенности опор скольжения.
По мере разработки новых смазочных материалов, потребуется
дальнейшее развитие решения задач о смазке неньютоновскими жидкостями
в узлах трения при установившихся и неустановившихся режимах.
В связи с актуальностью проблемы экономии энергии и ресурсов
потребуется решение задач об оптимизации параметров и условий работы
узлов трения по различным критериям: минимуму потерь на трение,
минимуму износа, или контактно-усталостных повреждений при различных
ограничениях, связанных с особенностями конструкций и технологиями
изготовления. Область оптимальных режимов может лежать в зонах
различных сочетаний гидродинамической, смешанной и граничной смазки,
в зависимости от выбранных критериев.
Уже достаточно давно стало ясно, что расчет и проектирование
узлов трения, работающих в условиях гидродинамической смазки и
являющихся частью сложных механических систем, требуется проводить таким
образом, чтобы имелась возможность учесть прямые и обратные связи
механической системы с узлами трения и тем самым обеспечивать
более реальное представление о работе таких систем. Примерами расчета
сложных трибосистем являются модели расчета многоопорных валов
двигателей внутреннего сгорания, в состав которых входит коленчатый вал,
коренные и шатунные подшипники и опоры блока цилиндров. Следует
ожидать расширения областей применения моделей сложных трибосистем
на другие машины и механизмы.
Определение ресурса по изнашиванию и контактно-усталостным
повреждениям ответственных машин, основные узлы которых
предназначены для работы в условиях гидродинамической смазки, может проводиться
с учетом реальных режимов работы машины в эксплуатации с помощью
методов имитационного моделирования. Однако применение этих
методов требует развития локальных моделей расчета изнашивания и
накопления контактно-усталостной повреждаемости деталей в условиях
гидродинамической, смешанной и граничной смазок.
Заключение
1. Выделено пять этапов развития гидродинамической теории смазки:
— формирование классической гидродинамической теории смазки
(1883-1900);
Заключение
149
— учет ряда факторов, отражающих условия работы реальных
подшипников (1900-1925);
— создание методов расчета для решения актуальных задач, связанных,
главным образом, с оборонной техникой (1925-1950);
— развитие гидродинамической теории смазки и выделение ее
различных разделов, называемых теориями (1950-1975);
— усложнение решаемых задач и одновременно фиксация предыдущих
этапов в форме стандартизации методов расчета, создания
справочников и учебников, компьютерных программ расчета (1975-2000).
2. Число работ в области гидродинамической теории смазки, по-ви-
лимому, приближается к 60 тыс. Можно считать, что пик публикаций
и данной области трибологии относится к пятому этапу, когда, исполь-
)уя возможности небывало быстро развившейся компьютерной
техники и программного обеспечения, были решены многие сложные задачи,
к частности, сформулированные на предыдущих этапах.
3. Гидродинамическая теория смазки применяется для решения
широкого круга задач в самых разных областях техники: от подшипников
■ кольжения, применяемых в двигателях внутреннего сгорания, опорах тур-
иин, прокатных станов и многих других узлов трения, до решения задач
при обработке материалов давлением; от смазки узлов трения ньютонов-
кими жидкостями до смазки микрополярными жидкостями и синови-
пьной жидкостью в суставах. Вместе с тем следует отметить, что имелось
немало случаев, когда исследователи использовали мощный и сложный
шпарат гидродинамической теории смазки, не имея ни
экспериментальных, ни других оснований считать, что такой режим действительно имеет
исто в данном узле.
4. Следует ожидать последовательного фиксирования достижений в
р.| шитии методов расчета узлов трения, работающих в условиях гидроди-
■ чмической смазки, в международных стандартах ИСО, а также нацио-
ных стандартах ряда стран, в частности, последующим направлениям:
подшипники скольжения (радиальные и осевые), работающие в
стационарном режиме, с учетом термоупругогидродинамического (ТУГД)
режима смазки;
осевые и радиальные подшипники скольжения с самоустанавливаю-
дпимися подушками, с учетом тепловых потоков, идущих в элементы
подшипника, и смешения смазки в межколодочных пространствах
лля осевых подшипников;
нестационарно-нагруженные (динамически-нагруженные)
подшипники скольжения, применяемые для двигателей внутреннего сгорания
и поршневых компрессоров;
иысокоскоростные опоры скольжения.
150 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
5. С развитием средств вычислительной техники стало возможным
проводить расчет и проектирование сложных механических систем с
узлами трения, работающими в условиях гидродинамической смазки. При
таком подходе имеется возможность учесть прямые и обратные связи
механической системы с узлами трения, работающими в условиях
гидродинамической или комбинированной смазки, и тем самым обеспечивать
более реальное представление о работе таких систем. Примерами расчета
сложных трибосистем являются модели расчета многоопорных валов
двигателей внутреннего сгорания, в состав которых входит коленчатый вал,
коренные и шатунные подшипники и опоры блока цилиндров. Следует
ожидать расширения областей применения моделей сложных трибосистем
на другие машины и механизмы.
6. Для того чтобы достижения гидродинамической теории смазки
стали реальным инструментом создания машин и механизмов,
необходимо, чтобы методы расчета были компонентом систем автоматизированного
проектирования. Такие системы должны состоять из:
— баз данных по известным конструкциям узлов трения;
— программ гидродинамического расчета узлов трения разного уровня
(ГД, ТГД, ТУГД, нестационарно-нагруженные и так далее);
— баз данных по триботехническим свойствам материалов узлов трения;
— баз данных по смазочным материалам;
— экспертных систем сопровождения и гибридных экспертных систем
проектирования ухчов трения.
7. Дальнейшее развитие гидродинамической теории смазки и ее
практических приложений в ближайшее время будет, по-видимому, проходить
по следующим направлениям:
— развитие методов расчетов узлов трения, работающих в условиях
комбинированной смазки (одновременно гидродинамической и
смешанной), смешанной смазки (гидродинамической и граничной);
— развитие методов расчета нестационарно-нагруженных подшипников
скольжения с учетом термоупругогидродинамической (ТУГД) смазки,
а также возможности работы в режимах комбинированной смазки,
с учетом наличия реальных систем подачи смазки;
— решение задач гидродинамической, смешанной и комбинированной
смазки узлов трения машин, работающих в переходных режимах
(пуск, остановка, переход с режима на режим), характерных для
работы реальных машин;
— дальнейшее развитие решения задач о смазке неньютоновскими
жидкостями в узлах трения при установившихся и неустановившихся
режимах;
Список литературы
151
— развитие методов, учитывающих новые решения по конструкции опор
скольжения (например, с плаваюшими втулками);
— решение задач об оптимизации параметров и условий работы узлов
трения по различным критериям: минимум потерь на трение,
минимум износа, или контактно-усталостных повреждений при различных
ограничениях;
— применение методов имитационного моделирования для определения
ресурса по изнашиванию и контактно-усталостным повреждениям
ответственных машин, основные узлы которых предназначены для
работы в условиях гидродинамической смазки с учетом реальных
режимов работы машины в эксплуатации.
Список литературы
I. Пинкус. Столетие теории Рейнольдса. Краткая история гидродинамической
теории смазки // Проблемы трения и смазки. I987. № 1. С. 1-20.
1. Усков М. К., Максимов В. А. Гидродинамическая теория смазки: этапы
развития, современное состояние, перспективы. М.: Наука, 1985.
!. Петров Н. П. Трение в машинах. Влияние на него смазывающей жидкости //
Инженерный журнал. 1883.
1. Петров Н. П. Трение в машинах. Гидродинамическая теория смазки. АН
СССР, 1948.
\ Tower В. First Report on Friction Experiments (Friction of Lubricated Bearings) //
Proc. Instn. Mech. Engs. London, 1883. P. 632-659.
ii Рейнольде О. Гидродинамическая теория смазки и ее применение к опытам
Тауэра. М.; Л.: I I I И, 1934 (Сер. «Классики естествознания»).
' Sommerfetd A. Zur hydrodynamischen Theorie der Schmiermittelreibung. Ztschr.
Math, und Phys, 1904. Bd. 50. (Рус. пер.: Зоммерфельд А. Гидродинамическая
теория смазки. М.; Л.: Гостехиздат, 1934.)
'-. Жуковский Н. £"., Чаплыгин С. А. О трении смазочного слоя между шипом
и подшипником // Тр. отдела физ. наук о-ва любителей естествознания. 1906.
Г. XIII. С. 24-33.
•' Гидродинамическая теория смазки / Под ред. Л. С. Лейбензона. М.; Л.: Го-
стехтеоретиздат, 1934. 562 с. (Сер. «Классики естествознания»).
|" fingsbury A. Heat effect in lubrication films// Mechanical engineering. 1933. №55.
I1. 685-688.
(htmbel L., Everting E. Reibung und Schierung im Maschinenbau. Berlin: Verlag
von M.Krayn, 1925.
' Янковский М. И. Конструирование и расчет на прочность деталей паровых
|\рбин. М.; Л.: Изд-во АН СССР, 1947. 553 с.
1 ' (h-virk F. W., Dubois G. В. Analytical derivation and experimental evaluation of short
bearings approximations of full journal bearing. NACA, Tech. rep. 1157. 1953.
' i Кпровчинский М. В. Прикладная теория подшипников жидкостного трения.
Машгиз, 1954.
152 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
15. Коровчинский М. В. Теоретические основы работы подшипников скольжения.
М., Машгиз, 1959. 403 с.
16. Никитин А. К. Некоторые вопросы гидродинамической теориии смазки. Дис.
... докт. ф-м наук. Ростов н/Д: РГУ, 1958.
17. Pinkus О., Sternlicht В. Theory of Hydrodynamic Lubrication. New York, 1961.
465 p.
18. Захаров С. Л/., Никитин А. П. Исследование характеристик подшипниковтепло-
возных дизелей методом математического моделирования//Труды ВНИИЖТ.
1966. Вып 316. С. 96-109.
19. Поздняк Э. Л., Райхлина Б. Б. Определение характеристик подшипников
скольжения на математической моделирующей машине // Трение и износ в
машинах. М.: Наука, 1964. Сб. 18.
20. Cameron A. New theory for parallel surface thrust bearings // Engineering, 1960.
P. 904.
21. Камерон А. Теория смазки в инженерном деле. М.: Машгиз, 1962. 196 с.
22. Young J. Thermal wedge effect in hydrodynamic lubrication // The Engineering
Journal. 1962. P. 46-54.
23. Дьячков А. К. Подшипники скольжения жидкостного трения. Машгиз, 1955.
24. Зоммер Э. Ф. Новые методы расчета и конструирования машин. ЦНТЭИН,
1960.
25. Типей Н., Константинеску В. Н., Ника Ал., Бицэ О. Подшипники скольжения:
расчет, проектирование, смазка. Бухарест: Изд-во Академии Румынской
Народной Республики, 1964. 457 с.
26. Кунин И. А. Гидродинамическая теория смазки упорных подшипников. М.:
Изд-во АН СССР (Сиб. отделение), 1960. 130 с.
27. Попов П. 3. Плоская неизотермическая задача гидродинамической теории
смазки с деформируемой подушкой // Машиноведение. 1966. №4. С. 82-93.
28. Raimondi A. A. An adiabatic solution for the finite slider bearing // Trans. ASLE.
1966. 9. №3. P. 283-286.
29. Polman E. Beobachtungen an Axialgleitlagern mit grossen Umfangsgeschwindig-
keiten // Maschinenbautechnik. 1967. 16. S. 321-326.
30. Максимов В. А. и др. Исследование высокоскоростных гидродинамических
уплотнений с плавающими кольцами для ЦКМ // Энергомашиностроение.
1973. №10. С. 10-12.
31. Подольский М. Е. К гидродинамике неизотермического смазочного слоя //
Механика. 1965. №2. С. 26-32.
32. Подольский М. Е. Тепловой расчет упорных подшипников скольжения с
учетом теплообмена в межподушечном канале // Машиностроение. 1972. №4.
С. 95-101.
33. Подольский М. Е. Упорные подшипники скольжения: теория и расчет. Л.:
Машиностроение, Ленинградск. отделение, 1981. 261 с.
34. Ханович М. Г Опоры жидкостного трения и комбинированные. М.; Л.:
Машгиз, 1960. 279 с.
35. Голубев А. И. О влиянии тепла на жидкостное трение в ненагруженном
кольцевом слое смазки // Трение и износ в машинах. М.: Изд-во АН СССР, 1958.
Сб. 12. С. 181-204.
Список литературы
153
16. Голубев А. И. Торцовые уплотнения врашаюшихся валов. М.:
Машиностроение, 1974. 213 с.
17. Голубев А. И., Короткое В. А. Расчет термоупругогидродинамических
характеристик торцовых уплотнений. М.: Машиноведение, 1978. №2. С. 82-87.
^8. Токарь И. Я. Проектирование и расчет опор трения. М.: Машиностроение,
1971. 167 с.
19. Токарь И. Я., Сайчук И. В. Расчет упорных подшипников реверсивных
машин // Вестник машиностроения. 1972. №9. С. 18-21.
40. Токарь И. Я.. Сайчук И. В. Неизотермическая задача смазки упорных
подшипников с учетом теплоотвода в тело подушки // Машиностроение. 1982. №4.
С. 84-91.
■I 1. Паргин Д. П. Расчет температурного поля в объеме упорной подушки
подпятника гидрогенератора. М.: Изд-во АН ССР, 1959. С. 104-115.
12. Макколлион, Юсиф, Ллойд. Анализ тепловых эффектов в полном радиальном
подшипнике// Проблемы трения и смазки. 1970. №4. С.42-51.
П. Тодер И. Я., Кудрявцев Н.Я.. Рязанов А. А., Иванов М. Е. Гидродинамические
опоры прокатных валков. М.: Металлургия, 1968. 399 с.
М. Тодер И. А. О самоустановке опор жидкостного трения // Вестник
машиностроения. 1973. №2. С. 14-18.
is. Снеговский Ф. П. Опоры скольжения тяжелых машин. М.: Машиностроение,
1969. 223 с.
id. Попов П. 3. Неизотермическая задача гидродинамической теории смазки
подпятника с недеформируемой и деформируемой подушкой // Развитие
гидродинамической теории смазки. М.: Наука. 1970. С. 105-120.
I ' Агафонов В. А. О протяженности смазочного слоя в подшипниках
скольжения // Вестник машиностроения. 1962. №5. С. 29-32.
is Петруничев А. И. О границах несущего смазочного слоя опорного
подшипника скольжения // Машиностроение. 1971. №4.
|'| Токарь И. Я., Дьяков В. #., Гладкий В. В. Расчет подшипника при режимах
скудной смазки // Вестник машиностроения. 1971. №9. С. 31-33.
и Криетенсен, Тондер. Гидродинамическая смазка подшипника конечной
ширины с шероховатыми поверхностями // Пробл.трения и смазки. 1971. №3.
С.9-16; 1973. №2. С. 53; 1977. № 3. С. 12-22.
I Элрод. Алгоритм расчета кавитации // Пробл. трения и смазки. 1973. №4.
С. 91; 1974. №4. С. 31; 1981. №3. С. 28-32.
' Чжоу, Сейбел. О влиянии шероховатости при гидродинамической смазке //
Пробл.трения и смазки. 1978. №2. С. 34-38.
1 Уилкок. Влияние шероховатости поверхностей на процессы смазки: Обзор
докладов, представленных на IV Лидс-Лионский симпозиум (Лион,
Франция, 13-16 сентября 1977 г.) // Пробл.трения и смазки. 1978. № 1. С.4.
i 1'уло. О гидродинамических подшипниках из пористого металла // Техн.
механика. 1963. № 1. С. 149.
Кьюззно. Смазка пористых радиальных подшипников // Проблемы трения
и смазки. 1972. № 1. С. 66.
Кштно, Фелан. Экспериментальные исследования пористых бронзовых
подшипников// Проблемы трения и смазки. 1973. №2. С. 60.
154
Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
57. Никитин А. К., Ахвердиев К. С, Остроухое Б. И. Гидродинамическая теория
смазки и расчет подшипников скольжения, работающих в стационарном
режиме. М.: Наука, 1981. 318 с.
58. Коднир Д. С, Медвинский М.Д., Зоммер Э. Ф. Новый метод и аппаратура для
исследования подшипников скольжения // Вестник машиностроения. 1955.
№3. С. 26-30.
59. Усов П. Я., Тодер И. А., Кренделе» Е. С. Плоская неизотермическая задача
гидродинамической теории смазки подшипников скольжения при
деформируемости поверхности, ограничивающей смазочный слой // Трение и износ.
1982. Т. 3. № 1. С. 64-75.
60. Галахов М. А., Терентъев Е.Д., Усов П. П. Методы расчета подшипников
скольжения. Вычислительный центр АН СССР, 1984. С. 56.
61. Тодер И. А., Кренделев Е.С. Математическая модель термоэластогидродина-
мических процессов в тяжелонагруженных и высокоскоростных
гидродинамических, гидростатических и гидростатодинамических подшипниках //
Износостойкость машин. Брянск, 1994.
62. Fillon M., Frene /, Boncompain R. Historical aspects and present development on
thermal effects in hydrodynamic bearings. Fluid film lubrication 13th Leeds-Lyon
Symposium — Tribology series, 11. Elsevier Science Publishers, 1987. P. 27-47.
63. Fillon M., Frene J. Numerical simulation and experimental results on thermo-
elasto-hydrodynamic tilting pad journal bearings. IUTAM Symposium on
Numerical Simulation of Non-isothermal Flow of Viscoelastic Liquids. Kluver Academic
Publishers, 1995. R 85-99.
64. Frene J., Nicolas D., Berrhe В., Godet M. Hydrodynamic Lubrication. Bearings and
Thrust Bearings. Tribology Series, 33. Elsever, 1997. 470 p.
65. Plain bearings — Terms, definotions and classification. Part 4: Calculation
parameters and their symbol. ISO/4378-4, 1990.
66. Hydrodynamic plain journal bearings under steady state conditions — Circular
cylindrical bearings. Part 1, 2 and 3. ISO/7902-1, 2, 3. 1990.
67. Квитницкий Е. //., Киркач Н. Ф., Полтавский Ю.Д., Савин А. Ф. Расчет
подшипников скольжения: Справочник. М.: Машиностроение, 1979. 70 с.
68. Plain bearings-Hydrodynamic plain tilting pad thrust bearings under steady-state
conditions — Part 1, 2 and 3. ISO/12130-1,2,3. 1999.
69. Попов П. 3. Расчет реверсивных подпятников с учетом деформации подушек
и зависимости вязкости от температуры // Контактно-гидродинамическая
теория смазки и ее практическое применение в технике. Куйбышев: КуАИ,
1977. С. 112-121.
70. Воскресенский В. А., Дьяков В. И. Расчет и проектирование опор скольжения
(жидкостная смазка): Справочник. М.: Машиностроение, 1980. 224 с.
71. Справочник по триботехнике. Т. 2: Смазочные материалы, техника смазки,
опоры скольжения и качения / Под ред. М.Хебыды и А. В. Чичинадзе. М.:
Машиностроение, 1990. 416 с.
72. Основы трибологии (трение, износ, смазка): учебник для технических вузов.
2-е изд / Под ред. А. В. Чичинадзе. М.: Машиностроение, 2001. 664 с.
73. Трение, износ и смазка (трибология и триботехника) / Под ред. А. В.Чичи- I
надзе. М.: Машиностроение, 2003. 572 с. I
Список литературы
155
74. Ересько С. П. Математическое моделирование, автоматизация
проектирования и конструирование уплотнений подвижных соединений механических
систем. М.: Изд-во ИАП РАН, 2003. 156 с.
75. Дьячков А. К. Расчет подшипников быстроходных двигателей. М.: Машгиз,
1948.
76. Орлов П. И. Смазка легких двигателей. ОНТИ. 1937.
77. Кунаев С. И. О смазке подшипника с переменной нагрузкой // Дизелестрое-
ние. 1937. №12.
78. Дьячков А. К. Исследование в области динамически нагруженных
подшипников // Трение и износ в машинах. АН СССР, Сб. IV, 1949.
79. BurwellJ. Т. The calculated Performance of Dinamically Loaded Sleeve Bearings//
Journal of Applied Mechanics. 1947. Vol. 14.
80. Коровчинский М. В. О теории динамически нагруженных подшипников
скольжения // Известия АН СССР 1953. №5.
81. Коровчинский М. В. О нестационарных движениях шипа в подшипнике //
Трение и износ в машинах. Вып.XIV .М. 1960.
82. Hahn H. W. Dinamically Loaded Journal Bearings of Finite Length // Proc. of the
Conference on Lubrication and Wear. Inst. Of Mechanical Engineers. London, 1957.
53. Somea T. Dynamisch belastete zylindrische Gleitlager unter Verkantung. VDI —
Bericht, al7, II, International automobilischer Kongres. Munchen. 1966.
54. ДрабкинЯ. И. Расчет подшипников двидателей внутреннего сгорания с учетом
изменения величин и направления нагрузки // Тр. Харьковского
политехнического института им. В. И.Ленина. 1954. Т. 5.
sx Holland J. Beitrag zur Erfassung der Schmierverhaltnisse in Verbrennungskraft-
maschinen. VDI — Forschungsheft 475 Ausgabe B, Bd 25, 1959.
S6. Eberhard A., Lang О. Computation of plain Bearings in Internal Combustion
Engines by Electronic Digital Computer. MTZ. 1961. 22. №7.
^7. Glaser H., Gnilke W. Gleitlager Berechnung. Leipziger Kugellager fabrik DKF: Wal-
zlagerkombinat, 1970. 115 s.
■л. Букер. Динамически нагруженные радиальные подшипники скольжения:
новый метод решения // Теоретические основы инженерных расчетов. 1965.
Мир. № 3.
') Токарь И. Я., Сиренко В. А. К расчету нестационарных режимов смазки
опорных подшипников// Вестник машиностроения. 1970. № 10.
■"I Каратышкин С. Г. Динамически нагруженные подшипники судовых
двигателей внутреннего сгорания. Л.: Судостроение, 1968. 136 с.
ч Lloyd Т., Honnell /?., Мс Callion. An Investigation into the Performance of
Dynamically Loaded // Journal Bearings. Theory. Proc. Instn. Mech. Engnrs. 1967.
Vol. 181. Pt. 3B.
Cambell J. et al. Bearings for Reciprocating Machinery: a review of the Present State
of Theoretical, Experimental and Service Knowledge, Conference on Lubrication
;md Wear. London: Insitute of Mechanical Engineers, 1967. 34 p.
Ирокопьев В. Н. Методика расчета подшипниковскольжения двигателей
внутреннего сгорания на ЭЦВМ // Научн. тр. Челябинского политехнического
института. 1969. №52.
156 Глава 4. Гидродинамическая теория смазки
94. Прокопьев В. Н. К расчету подшипников скольжения поршневых машин //
Вестник машиностроения. 1974. № 3. С. 20-23.
95. Прокопьев В. Н. К расчету опорных подшипников скольжения, нагруженных
силами, переменными по величине и направлению// Машиноведение. 1978.
№5. С. 105-108.
96. Захаров С. М. Гидродинамические характеристики подшипников
тепловозного дизеля 2Д100// Вестник ВНИИЖТ. 1965. №2. С.24-28.
97. Захаров СМ., Загорянский Ю. А., Никитин А. П. Подшипники коленчатых
валов тепловозных дизелей. М.: Транспорт, 1981. С. 181.
98. Захаров С. Л/., Эрдман В. В. Гидродинамический и тепловой расчет
подшипников коленчатого вала поршневого двигателя // Вестник машиностроения.
1978. №5. С.24-28.
99. Захаров С. М., Эрдман В. Ф. О расчете теплопереноса в смазочном слое
гидродинамического подшипника // Контактно-гидродинамическая теория смазки
и ее практическое применение в технике. Куйбышев, 1977. С. 106-112.
100. Букер, Хюбнер. Применение метода конечных элементов к теории смазки:
инженерный подход // Проблемы трения и смазки. 1972. №4. С. 21-28.
101. Изотов А. Д. Расчет нестационарно-нагруженных подшипников. Л.:
Машиностроение, Ленинградское отделение, 1982. 223 с.
102. Лабуф, Букер. Динамически нагруженные радиальные подшипники с
жесткими и упругими поверхностями. Конечно-элементный анализ// Проблемы
трения и смазки. 1985. №4. С. 73-83.
103. Вандер Темпель, Моес, Босма. Ограниченная смазка в динамически
нагруженных податливых подшипниках скольжения // Труды Американского общества
инженеров-механиков. 1985. Пер. с англ. №4. С. 83-89.
104. Vincent В., Maspeyrod P., Frene J. Cavitation in dynamically loaded journal bearings
using mobility method. Wear. 1996. 193. P. 155-162.
105. Архангельский Е. П. О границах несущего смазочного слоя в сложнонагру-
женном подшипнике скольжения // Исследование смазочных материалов
при трении / Под. ред. R М. Матвеевского. М.: Наука, 1981. С. 60-66.
106. Захаров С. М., Тарсис Ю.Л.. Шорох Е.А. Совместный расчет многоопорного
коленчатого вала и подшипников // Вестник машиностроения. 1985. № I.
С. 5-7.
107. Захаров С. М., Сиротенко И. В., Жаров И. А. Моделирование работы трибоси-
стемы «коленчатый вал — подшипники — опоры блока цилиндров»
двигателей внутреннего сгорания // Трение и износ. 1995. Т. 16. № 1. С. 47-54.
108. Peekin К., Knoll С, Jakobory К. Problems in the calculation of hydrodynamic load-
carrying capacity//VG1 Forshungs. 1983. P. 613-645.
109. Захаров С. М., Жаров И. А. Нахождение, аппроксимация и области
использования безразмерных характеристик смазочного слоя при расчете подшипников
скольжения с учетом девиации оси вала // Трение и износ. 1995. 16. № 1.
С. 13-28.
110. Рождественский Ю. В. Связные задачи динамики и смазки сложнонагружен-
ных опор скольжения: Автореф. дис. ... докт. техн. наук. Челябинск, 1999. 30 с,
111. Ахвердиев К. С, Приходько В. М., Никитин С. А. Неустановившееся движение
смазки в подшипниках скольжения. Ростов н/Д: Изд-во СКНЦ ВШ, 2001,
252 с.
Список литературы
157
I \2. Newkirk В. /., Taylor H. D. Shaft Whipping due to oil action in journal bearings.
Gen. Elect. Rev, 1925. 559.
113. Бургвиц А. Г., Завьялов Г. А. Устойчивость движения валов в подшипниках
жидкостного трения. М.: Машиностроение, 1964, 148 с.
114. Lund J. W. Design Handbook for fluid film type bearings. Rotor Bearing Dynamic
Design Technology. MT1, 1965.
115. Поздняк Э.Л. Виброустойчивые подшипники скольжения // Вестник
машиностроения. 1965. № 10. С. 29-34.
i 16. Воскресенский В. А., Льков В. И. Расчет и проектирование опор скольжения.
М.: Машиностроение, 1980. 224 с.
М7. Лунд. Разработка понятия динамических коэффициентов радиальных
подшипников жидкостного трения // Труды Американского общества
инженеров-механиков. Проблемы трения и смазки. 1987. № 1. С. 40-45.
ИХ. Прокопьев В. //., Задорожная Е. А. Динамика ротора турбокомпрессора на
опорах с вращающимися и неврашаюшимися втулками // Техническая
эксплуатация, надежность и совершенствование автомобилей. Челябинск, 1996.
С. 46-49.
и1». Сери. Некоторые направления развития теории смазки Рейнольдса //
Проблемы трения и смазки. 1987. № 1. С. 21-39.
i о. Соколов Ю. Н., Гордеев А.Ф. Шпиндельные гидростатические подшипники.
Расчет и проектирование. М.: ОНТИ, ЭНИМС, 1969. 72 с.
1. Тодер И. А., Тарабаев Г. И. Крупногабаритные гидростато-динамические
подшипники. М.: Машиностроение, 1976, 1999.
'' Lang О. /?., Steinhilper W. Gleitlager. Berlin Heidelberg New York: Springer-Verlag,
1978. P. 414.
< Усов П. П., Тодер И. А., Кренделев Е.С. Математическое моделирование опор
жидкостного трения // Машиноведение. 1980. №5. С. 81-88.
' I Пикус Ю. М. Гидростатическая смазка вязкопластичными и вязкими
жидкостями. Минск: Вышэйшая школа, 1981. 192 с.
Гуткин А. М. Расчет цилиндрического подшипника скольжения в случае
применения вязкопластичной смазки // Трение и износ в машинах. М.: Наука,
1974.
' Тябин Н. В. Реодинамическая теория вязкопластичной смазки // Труды 3
Всесоюзной конференции по трению и износу в машинах. 1960. Т. 3. С. 134-146.
Иг. СейГы. Нелинейные эффекты вязкости в смазке упорного подшипника //
Техническая механика. 1962. № 1. С. 223.
Шейнберг С. А. К вопросу о газированной масляной смазке. Трение и износ
и машинах. М.: Изд-во АН СССР. 1954. Сб. 9.
■ \хвердиев К. С. Об установившемся движении вязкопластичной смазки между
шипом и подшипником // Изв. Северо-Кавказского центра высшей школы.
1е\н. науки. 1978. № I. С. 51-53.
\\нердиев К. С. Нелинейная задача о неустановившемся движении вязко-пла-
. шчной жидкости между шипом и подшипником // Докл. АН Азерб. ССР
1')77. № П. С. 19-24.
1"1>ячева И. Г. Механика фрикционного взаимодействия. М.: Наука, 2001.
I 'X с.
Глава 5
Газовая смазка
5.1. Преимущества применения опор
с газовой смазкой
Газовая смазка подшипников — сравнительно молодая область
науки и техники. Ее бурное развитие пришлось на вторую половину XX в.
и связано, в первую очередь, с необходимостью существенного
повышения точности, надежности и долговечности узлов трения современных
приборов, машин, агрегатов — всех механизмов, использующих
устройства с взаимным перемещением поверхностей друг относительно друга, i
В настоящее время газовые подшипники совершают триумфальное
шествие по всему миру, энергично внедряясь практически во все отрасли
промышленности. Конструкции с применением опор скольжения на га- i
зовой смазке разрабатывают сейчас многочисленные предприятия и орга- '
низании в нашей стране. При этом необходимо отметить, что основным
фактором, способствующим успешному конструированию опор
различного назначения, явилась глубокая теоретическая разработка всех наиболее
важных аспектов и проблем газовой смазки.
Столь интенсивный прогресс в применении опор скольжения с
газовой смазкой обусловлен тем, что использование газа, и в частности i
воздуха, как смазочной среды, дает современное техническое решение, |
обладающее рядом исключительных преимуществ перед обычными
подшипниками скольжения или качения.
Основное преимушество газовой смазки перед жидкостной — ее
малая вязкость. В связи с этим трение в газовых подшипниках существенно
меньше, чем в других типах опор, одновременно теплота трения
(диссипация тепла) настолько мала, что в большинстве случаев ею можно
пренебречь. Это позволяет создавать как устройства, работающие с высокими
(до 700 000 об/мин) частотами вращения, так и направляющие статическо- .
го типа различных механизмов и приборов (в т. ч. направляющие тяжелых
станков), работающие при малых скоростях скольжения, практически без
трения. Причем газовую смазку применяют как в подшипниках, имеющих
нагрузку несколько граммов (например, в гироскопах), так и в
подшипниках с нагрузкой в сотни килограммов. При питании сжатым газом
5.1. Преимущества применений опор с газовой смазкой 159
подшипник может выдержать удельную нагрузку до 10-12 кгс/см2. К ска-
шнному необходимо добавить, что следствием малых потерь на трение
и газовых подшипниках является возможность получения малого износа
II большой долговечности таких опор, повышенной экономичности и
точности машины или прибора.
Одним из главных достоинств газовых опор является химическая
и структурная стабильность смазки в очень широком интервале температур
и давлений. Срок службы подшипников будет определяться прочностью
деталей и узлов машины, а не смазкой, хотя нижняя граница может
ограничиваться температурой конденсации газа, поскольку химическая
стабильность газовой смазки позволяет избежать разложения смазки при вы-
. оких температурах, кавитаиионного затвердевания и испарения смазки.
Нечувствительность газов к высоким и низким температурам и
колебаниям давления позволяет использовать подшипники с газовой смазкой
II гурбостроении и криогенной технике. Примерами могут служить опоры,
•■йеспечиваюшие надежную работу высокоскоростных (до 350000 об/мин)
i\рбодетандеров, предназначенных для сжижения гелия при
температурах, близких к абсолютному нулю, а также газовые подшипники насосов,
перекачивающих расплавленные металлы.
Стабильность физико-химических свойств газов в условиях радиации
имволяет использовать газовую смазку ватомной энергетике, химической
промышленности и других специальных направлениях техники.
Еще одно важное свойство газа как смазки — его сжимаемость. Она
драняет присущее жидкостной смазке явление кавитации, т.е. разрыва
чаючного слоя с образованием пустот (каверн). Колеблющиеся вслед-
niiie погрешностей формы шипа и подшипника границы каверн на-
ммают точность вращения. В тихоходных узлах вращения, например,
■ \ пах кругломеров, координатно-измерительных машин, газовый сма-
■•"|ный слой уменьшает влияние погрешностей формы в 10-20 раз. Это
"мволяет в простейших цилиндрических подшипниках со значительным
i юром сравнительно легко обеспечить точность вращения вала 0,25 мкм.
Газовая смазка исключает проблемы, связанные с граничной смазкой
• приработкой подшипников, так как вопрос приработки в таком смысле,
и он стоит при жидкостной смазке и в подшипниках качения, не имеет
■ ■ ■ да в опорах с газовой смазкой.
Следует подчеркнуть, что в принципе для газовых опор смазкой мо-
■ 1 служить любой газ или смеси газов. Они мало отличаются по тем
дед вам, которые важны для подшипников, но воздушная смазка бо-
нрактична и экономична, поэтому, за исключением частных случаев,
■ еюстве смазки используется воздух.
1оагодаря названным преимуществам газовой смазки, созданные на
■ » иове опоры успешно применяются в машино- и приборостроении,
iщкостроительной и инструментальной промышленности, в косми-
160
Глава 5. Газовая смазка
ческой, авиационной и ядерной технике, в медицинском и
фармацевтическом оборудовании, в пишевом и химическом машиностроении, в
холодильной технике и т. д. Труднее назвать область техники, где газовые
подшипники не используются.
В нашей стране первым примером промышленного применения
газовой смазки явились конструкции шпиндельных узлов и направляющих,
созданные еше в 50-е гг. прошлого столетия. Несмотря на
первоначальные трудности изготовления газовых опор, к настоящему моменту у нас
и за рубежом появилось много разнообразных машин и приборов с
такими опорами. Всевозможные шпиндельные узлы, столы и направляющие
в станкостроении, инструменты для доводочных операций, турбины, ком*
прессоры, насосы, турбодетандеры, поворотные и измерительные столики
в метрологической технике, текстильное оборудование, зубное и хирур*
гическое оборудование, установки для моделирования условий космосе,.]
высокоточные гироскопические приборы и акселерометры, используемый
в системах авиакосмической и морской инерциальной навигации, — ш>
далеко не полный перечень устройств, в которых установлены и широка
эксплуатируются опоры с газовой смазкой.
Широкое внедрение в промышленность этих устройств дало очеН1
большой технический и экономический эффект. В первую очередь, эл
относится к созданию высокоскоростных шпиндельных узлов в станке
строении. Внутришлифовальные и сверлильные головки с такими узлам:
в нашей стране производятся крупносерийно. Их применение позволит
в несколько раз повысить точность и качество обработки деталей, резю
увеличить производительность работы.
Эти разработки позволили изготавливать рабочие поверхности гщ
вых опор с необходимой точностью и качеством, например, для детали
текстильных и швейных машин, топливной аппаратуры, современно!
приборостроения. ,
Успехи в станкоинструментальной промышленности явились базо
для изготовления газовых опор прецизионной гироскопической техник»
обеспечившей существенное повышение точности гироскопов, их наде^
ности и долговечности. Достаточно сказать, что в главных опорах гироско
па рабочие зазоры газовых подшипников составляют 1-2 мкм, некруглост
рабочих поверхностей не должна превышать 0,1-0,2 мкм, шероховатост
не хуже 0,04 мкм. Без высокоточного станочного и измерительного обе
рудования наивно думать, что можно изготавливать такие сверхточны
приборы.
Кроме уже отмеченных достоинств подшипников с газовой смазко!
непосредственно связанных с особенностями свойств газов, применени
газовых опор может дать дополнительные преимущества по отношени!
к подшипникам с жидкостной смазкой.
5.1. Преимущества применения опор с газовой смазкой 161
Смазка газом:
- обеспечивает герметичность системы смазки;
- уменьшает риск загрязнения, засорения и выхода из строя всей
смазочной системы;
- исключает необходимость уплотнений ваюв, различных сложных
лабиринтов;
устраняет громоздкое оборудование для хранения, подогрева и
охлаждения, нагнетания и откачки жидкостных смазок (регуляторы
давления, специальные фильтры и т. п.);
упрошает и удешевляет конструкцию подшипниковых узлов;
снижает вибрацию и шумы, производимые, например,
охлаждающими устройствами.
Пели учесть, что при этом сокращаются габариты и вес всей
аппаратуры, упрощается эксплуатация и надолго обеспечивается ее кон-
шционность, то становится еше более понятным тот интерес, который
проявляется к газовым опорам в последние годы.
Подшипники с газовой смазкой играют важную роль и там, где необ-
■ чимо предотвратить загрязнение окружающей подшипник среды
проемами испарения обычных смазок или самой смазкой. Это имеет место
и имкнутых системах, где производятся операции с газами высокой
чинны, в атомных реакторах, в вакуум-насосах для получения высокой
|. пени вакуума, в ряде механизмов и машин текстильной и пищевой
счышленности.
В то же время было бы ошибкой считать, что подшипники с газо-
'П смазкой со временем и во всех случаях заменят опоры качения или
■• шдипники с жидкостной смазкой. Газовая смазка не является панацеей
пеех бед, связанных с работой опорных узлов. Разработка опор с газо-
■ и смазкой имеет и свои трудности в применении, связанные, например,
повышенной склонностью таких опор к возникновению неустойчиво-
п шпа «полускоростного вихря», особенно в высокоскоростных узлах.
| ■ ■( иных опорах могут проявляться автоколебания типа «пневмолотка»,
"псгвенные также и плоским направляющим. Хотя в настоящее вре-
■ физическая природа явлений неустойчивости уже достаточно хорошо
■дена и известны методы распознавания неустойчивостей и способы их
■ ■мнения, все же решение по модернизации конструкций опор должно
о. ксесторонне взвешенным и тщательно рассчитанным.
Как видно из изложенного, газовая смазка подшипников на сего-
дни день справедливо завоевала себе достойное место в большинстве
и гей промышленности и заняла солидную нишу среди передовых на-
'II к'ний науки и техники.
< 'тедует подчеркнуть и тот факт, что бурное развитие газовой смазки
■ импульс к прогрессу смежных областей — антифрикционных покры-
■ 1" могшая трибология
162
Глава 5. Газовая смазка
тий, материаловедения, химии сверхчистой очистки рабочих поверхностей
и технологии нанесения сверхтонких износостойких пленок, электроники
и метрологии. А это, в свою очередь, сделало возможным осуществление
целого ряда новых конструкторских решений и находок уже в области
опор с газовой смазкой. Прорыв в одной области почти всегда дает старт
новым веяниям и достижениям в смежной или соседней отрасли техники.
Это и есть современная тенденция развития техники и науки.
5.2. Классификация и конструктивные схемы
газовых опор
В мировой и отечественной практике, как уже указывалось ранее,
применяется огромное многообразие различных конструктивных схем
газовых опор, используются конструкции от наиболее простых до самых
экзотических конфигураций, от миниатюрных приборных подшипников
до опор крупногабаритных агрегатов.
Все подшипники с газовой смазкой по принципу создания несущей
способности можно разделить на два основных типа:
— газостатические опоры — с внешним нагнетанием давления (с
внешним наддувом'*);
— газодинамические опоры — с внутренним нагнетанием давления (са-
могенерируюшиеся подшипники).
В газостатических опорах избыточное давление, уравновешивающее
внешнюю нагрузку, создается за счет подачи сжатого газа в зазор
между шипом и подшипником от внешнего источника. Такой подшипник
обладает несущей способностью при любой относительной скорости
поверхностей шипа и подшипника.
Газовая пленка, разделяющая поверхности газодинамических опор,
возникает вследствие увлечения окружающего подшипник газа в зазор
между шипом и подшипником в результате относительного движения их
поверхностей.
Газодинамические подшипники по конструкции проще
газостатических, поскольку не нуждаются в системе питания, но они не обладают
подъемной силой при отсутствии движения шипа. Газостатические
опоры применяются как в скоростных, так и в тихоходных машинах. Они
допускают реверс и обладают большей несущей способностью, чем
газодинамические опоры, требуют меньшей точности изготовления деталей,
' На 1 Международном симпозиуме по подшипникам с газовой смазкой,
состоявшемся в Вашингтоне в 1959 г., были предложены определения "externally pressurised" и "self-
acting" — соответственно «подшипник с внешним наддувом» и «самогенерируюшийся
подшипник». Здесь и далее мы будем пользоваться более привычными и наиболее часто
употребляемыми в отечественной литературе терминами «газостатические» и «газодинамические»
5.2. Классификация и конструктивные схемы газовых опор 163
ныдерживают большие постоянные и пульсирующие нагрузки. Главным
их недостатком, ограничивающим область применения, является
необходимость установки насоса и системы подачи газа.
В некоторых подшипниках газовая пленка и избыточное давление
создаются одновременно за счет внешнего наддува и высокой
относительной скорости шипа. Такие подшипники называются гибридными. Они
обладают несущей способностью при нулевой скорости вращения шипа,
а с увеличением скорости их несущая способность повышается. Кроме то-
ю, эти подшипники характеризуются устойчивым режимом работы в
широком интервале скоростей. В рабочем интервале скоростей подшипник
может работать как чисто газостатический или чисто газодинамический,
начинать работу в одном режиме, а по мере роста скорости переходить
к другому. Более того, при некоторых обстоятельствах в газодинамический
подшипник необходимо подавать газ от внешнего источника для
подавления возникающих неустойчивостей.
Каждый из перечисленных типов подшипников имеет множество
различных конструктивных решений. Выбор типа подшипника определяется
предъявляемыми к нему требованиями. В зависимости от выполняемых
ими функций и конструктивного исполнения эти подшипники можно
разделить на следующие шесть групп.
Плоские опоры скольжения работают в кинематических парах с
подвижным элементом, совершающим прямолинейное поступательное
движение. Реакция такой опоры всегда имеет фиксированное
направление. Опоры такого типа применяются, например, в аэростатических
направляющих станков.
Радиальные подшипники удерживают вращающийся ротор в
направлении, перпендикулярном оси вращения. Любая реакция такого
подшипника лежит в плоскости, перпендикулярной его оси.
Упорные подшипники предохраняют ротор от смещения вдоль оси
вращения.
Конические подшипники одновременно выполняют функции
радиальных и упорных подшипников.
Полусферические подшипники так же, как и конические, являются
радиально-упорными подшипниками и могут выдерживать нагрузки
вдоль и поперек оси вращения.
Сферические подшипники способны воспринимать нагрузки в любом
направлении. Они обеспечивают три вращательные степени
свободы и могут применяться в качестве карданных опор трехстепенных
гироскопов и в стендах для испытания систем автоматического
управления ориентацией космических летательных аппаратов.
Перечисленные виды газовых подшипников можно классифиииро-
ii.hi. потрем принципиальным конструктивным признакам:
164
Глава 5. Газовая смазка
Конструктивная схема опорных узлов (макроформы опор и смазочных
зазоров).
Конструктивная схема связи смазочных зазоров с окружающей средой
(схема подвода газа в смазочные зазоры).
Конструктивная схема коррекции смазочных зазоров (микроформы опор
и смазочных зазоров).
Конструктивная схема опорных узлов
(макроформы опор и смазочных зазоров)
Конструктивные схемы опорных узлов главным образом
определяют конструкцию всего устройства, в котором используются подшипники
с газовой смазкой. Для конструкций, выдерживающих нагрузки вдоль
и поперек оси вращения, макроформы опор подразделяются на 4 типа:
1) цилиндрические (опорные) подшипники с плоскими (упорными)
подпятниками (рис. I);
2) радиально-упорные конические подшипники (рис.2);
3) радиально-упорные полусферические подшипники (рис.3);
4) сферические подшипники (рис.4).
Для цилиндрических подшипников с плоскими подпятниками
характерными видами являются:
— опора с двумя радиальными и двумя осевыми опорами и
расположением радиальных смазочных зазоров по большему радиусу осевых
опор (рис. 1 я, б);
— опора с двумя радиальными и с двумя осевыми опорами и
расположением радиальных смазочных зазоров по меньшему радиусу (рис. I в, г);
— опора с одной радиальной и двумя осевыми опорами и
расположением радиального смазочного зазора по большему радиусу — втулочный
подшипник (рис. 1 Д);
— опора с одной радиальной и двумя осевыми опорами и
расположением радиального смазочного зазора по меньшему радиусу —
катушечный подшипник (рис. 1 е).
Выбор конкретного вида газовой опоры зависит от особенностей
конструкции всего устройства, в котором используются эти опоры, от
возможности обеспечения точности изготовления деталей и сборки опорного
узла, от соотношения действующих осевой и радиальной нагрузок, от
величины необходимой угловой жесткости подшипников с газовой смазкой.
Предпочтение при прочих равных условиях безусловно можно отдать
газовым подшипникам с одной радиальной опорой — втулочному (рис. 1 д)
или катушечному (рис. 1 е) подшипникам.
5.2. Классификация и конструктивные схемы газовых опор 165
смазочные
ИГ
щ
■ИГ
зазорьГ^4^^"
смазочные
зазоры
О
о
смазочные
зазоры
д е
Рис. 1. Различные виды цилиндрических подшипников с плоскими подпятниками
смазочные
зазоры
Ъ
ТК
а б
Рис.2. Радиально-упорные конические подшипники
смазочный зазор
смазочные
Рис. 3. Радиально-упорные Рис. 4. Сферический
полусферические подшипники подшипник
166
Глава 5. Газовая смазка
В радиально-упорных конических подшипниках (рис. 2) выделяются
два вида:
а) с направлением вершин конусов встречно;
б) с направлением вершин конусов в разные стороны.
Типичные виды радиально-упорных полусферических подшипников
(рис.3):
а) с расположением центров полусфер по краям конструкции;
б) с расположением центров полусфер внутри конструкции.
Сферические подшипники (рис.4), имеющие дополнительно еше две
степени свободы, из-за малой угловой жесткости обычно не используются
как газодинамические опоры, а применяются в качестве подвесов
чувствительных элементов различных устройств с тремя степенями свободы.
При применении цилиндрических подшипников с плоскими
подпятниками предъявляются очень высокие требования к обеспечению
перпендикулярности опорных торцевых поверхностей к цилиндрическим
(требуемое отклонение от перпендикулярности зависит от назначения опоры
и ее размеров и обычно не должно превышать I мкм). Полусферические,
а также сферические опоры по сравнению с ними не ставят таких жестких
требований к перпендикулярности опорных поверхностей. В конусных
подшипниках требования к соосности по точности близки к требованиям
по перпендикулярности к оси вращения плоских подпятников. Однако
для сферических и полусферических опор необходим контроль
поверхностей с двойной кривизной, чтобы обеспечить точность геометрии, в то
время как цилиндр и опорная поверхность контролируются обычными
в машиностроении измерительными приборами.
В зависимости от особенностей конструктивных схем
разрабатываемых устройств может вращаться как внешняя, так и внутренняя часть
газовой опоры.
Наибольшее распространение получили описанные выше
симметричные конструкции опор с газовой смазкой. Все же в некоторых случаях
целесообразно применить схему с несимметричным расположением
газовых подшипников. Это может дать определенное преимущество при их
работе в каких-то специфических условиях.
Конструктивная схема связи смазочных зазоров
с окружающей средой (схема подвода газа в смазочные зазоры)
Схема поступления газа в смазочные зазоры определяет эпюру
распределения давления в них и характеристики газовой опоры.
Газостатические и гибридные газовые опоры, как правило, снабжены
карманами различной и зачастую весьма сложной формы. Несмотря на это
их можно разделить на следующие типы в зависимости от вида внешней
цепи дросселирования подаваемого под давлением газа:
5.2. Классификация и конструктивные схемы газовых опор 167
— опоры с поддувом через капилляры (диаметром 0,3-0,8 мм, падение
давления в которых происходит благодаря силам вязкости газа);
— опоры, в которых поддув осуществляется через сопло с карманом
(компенсация простым отверстием);
— опоры с поддувом через простое сопло (компенсация кольцевым
отверстием);
- опоры с поддувом через сопло и канавку малого сечения.
В последних трех видах опор отверстие имеет значительный диаметр
(Гюльше 1 мм) и падение давления в нем носит динамический характер.
На рис. 5 показаны некоторые схемы подвода газа в смазочные зазоры
i а юстатических и гибридных подшипников: я) цилиндрический радиаль-
пый (циркулярный подшипник); б) плоский упорный; в) сферический
1>адиально-упорный.
Наиболее просты в изготовлении газостатические подпятники с над-
ivbom через отверстия без карманов, поэтому они получили широкое
распространение в технике. Однако жесткость и грузоподъемность их
ограничены и могут быть повышены применением микроканавок (рис.7).
При использовании микроканавок оказывается достаточно сделать
Фи-шесть отверстий диаметром 0,25-0,4 мм; их несложно выполнить
и они не засоряются.
Г,Р"
f
l
Ежжт
'■» '
а б в
Рис. 5. Различные схемы подвода газа в смазочные зазоры опор.
Рн — давление наддува; Рг — атмосферное давление
1'ис. 6. Газостатические подпятники
с наддувом через отверстия
Рис. 7. Газостатические подпятники
с микроканавками
168
Глава 5. Газовая смазка
Высокой жесткостью и несушей способностью обладают подшипники
и подпятники с наддувом газа через пористые вкладыши; эти параметры у
них в 1,5-2 раза больше, чем у опор с наддувом через отверстия. К тому же
пористые подпятники, как правило, устойчивы во всем диапазоне
нагрузок. Их можно рассматривать, как опоры с наддувом через большое число
капилляров. Однако, пористые подпятники не получили пока широкого
применения из-за отсутствия пористых материалов со стабильной
характеристикой пористости; даже в пределах одного куска проницаемость может
отличаться в десятки раз.
Газодинамические опоры по схеме подвода газа в смазочные зазоры
можно разделить на два больших класса: невентилируемые и
вентилируемые, имеющие постоянный обмен с окружающей атмосферой.
Вентилируемые конструкции отличаются разнообразием
вентиляционных резервуаров, вентиляционными каналами и отверстиями, их
количеством, месторасположением, размерами.
Наличие их изменяет граничные условия протекания процесса смазки
в зазоре, направления газового потока и картину работы опоры в целом.
вентиляционные
вентиляционные
вентиляционные
Рис. 8. Различные типы невентилируемых и вентилируемых конструкций
газодинамических опор: а), в), д) невентилируемые; б), г), е) вентилируемые
5.2. Классификация и конструктивные схемы газовых опор 169
Естественно, это сказывается и на жесткостных характеристиках
газодинамических подшипников.
Некоторые типы невентилируемых и вентилируемых опор приведены
на рис.8.
Конструктивная схема коррекции смазочных зазоров
{микроформы опор и смазочных зазоров)
Для создания необходимой несущей способности газодинамических
опор в осевом направлении, а также для улучшения некоторых
характеристик опор (в т. ч. параметров устойчивости), формы их смазочных зазоров,
рассмотренные выше, конструктивно усложняют.
Коррекцию формы и размеров смазочных зазоров производят путем
изменения формы рабочих поверхностей неподвижного или
вращающегося звена газовой опоры. Изменение формы рабочих поверхностей
осуществляется нанесением на них различных профилей.
Для плоских опор наибольшее применение нашли: ступенчатый
подпятник (рис. 9 я), клиновидный подпятник (рис. 9 б), подпятник с
карманами ступенчатого или клиновидного профиля (рис. 9 в), подпятники
со спиральными канавками (рис. 10).
обе
Рис. 9. Типы профилирования подпятников газодинамических опор:
а) ступенчатый подпятник; б) клиновидный подпятник; в) подпятник с карманами
|'ис. 10. Подпятник со спиральными канавками: а) наружные односторонние канавки
инешнее нагнетание); б) внутренние односторонние канавки (внутреннее
нагнетание); в) двусторонние (шевронные) канавки
170
Глава 5. Газовая смазка
а б
Рис.11. Профилирование цилиндрических подшипников: а) цилиндрический
подшипник со спиральными канавками; б) цилиндрический подшипник с карманами
а б
Рис. 12. Профилирование полусферических подшипников:
а) полусфера со спиральными канавками; б) полусфера с карманами
На рис. И и 12 показано несколько видов профилирования
цилиндрических и полусферических подшипников.
Разработка в ЭВМ лентопротяжных механизмов и устройств для
магнитной записи на ленте с гибкой основой стимулировала появление и
исследование ленточных газовых опор с внешним и внутренним
нагнетанием давления. На рис. 13 дано схематическое изображение ленточного
подшипника: 1, 2, 3 — ленточные секторы; 0 — положение центра шипа
при отсутствии вращения и нулевой нагрузке.
Еше одним типом подшипников с газовой смазкой являются
вибронесущие газовые опоры со сжимаемой газовой пленкой. Несущая
способность смазочного слоя этих опор возникает лишь тогда, когда одна из
поверхностей, ограничивающих смазочный слой, получает высокочастотные
колебания с незначительной амплитудой по направлению нормали к этой
поверхности.
Вибронесущие подшипники находят применение в акселерометрах
и реверсивных машинах малой мощности.
В последнее время широкое распространение в промышленности
нашли лепестковые опоры. Это обусловлено возможностью изготовления
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 171
деталей этого типа газовых опор с
меньшей точностью при достаточно
приемлемых выходных характеристиках —
несушей способности и жесткости.
В ряде приборов точной механики
находят применение смешанные или
комбинированные опоры. В них
используется сочетание наилучших качеств каждого
вида опор и нивелируются их недостатки.
Наиболее часто в конструкциях
встречаются комбинации опор качения с
газодинамическими опорами, магнитогазодина-
мические опоры.
5.3. Физические основы работы
и расчета газовых опор
Проанализируем более подробно особенности газовой смазки, ее
отличие, в первую очередь, от жидкостной.
В качестве газа как смазочной среды опор скольжения используют,
главным образом, воздух при нормальном давлении. Сжатый воздух можно
получить из производственной сети предприятий. Кроме того, в качестве
смазочного вещества можно применять и многие другие газы (например,
обладающие высокой химической инертностью азот, аргон; большой
теплопроводностью — водород, гелий). Отметим, что водород отличается
наименьшей вязкостью и наибольшей теплопроводностью.
Важнейшим параметром смазочного вещества является его вязкость.
Вязкость газов во много раз меньше вязкости жидкостей, применяемых
лля смазки опор скольжения (табл. 1).
Таблица 1
Динамическая вязкость fi некоторых жидкостей и газов
Жидкости и газы
Масло индустриальное
Керосин
Воздух
Водород
fl, КГС •
20° С
0,0072
0,00019
0,00000184
0,00000089
<л 2 ■ с
80° С
0,00052
0,00008
0,00000212
0,00000101
Им
14,0
2,4
0,87
0,88
Рис.13. Схема ленточного
подшипника
172
Глава 5. Газовая смазка
Как видно из табл. 1, при 20° С вязкость воздуха примерно в 4000 раз
меньше вязкости индустриального масла и в 100 раз меньше вязкости
керосина, применяемого иногда для смазки скоростных подшипников. При
80° С разница вязкостен жидкостей и газов уменьшается, оставаясь все же
весьма большой. В малой вязкости и заключается основное
преимущество воздуха (и вообще газов) как смазочного вещества. Малая вязкость
позволяет осуществить высокие скорости вращения при незначительных
потерях на трение, а, следовательно, и малом повышении температуры
смазки и опор. Следствием малых потерь на трение является возможность
достижения малого износа и большой долговечности работы таких опор,
повышенной экономичности и точности машины или прибора при их
применении.
По величине отношения /*го//*ко нетрудно заметить, что зависимость
вязкости газов и жидкостей от температуры совершенно различна.
Если вязкость жидкостей быстро падает с повышением температуры, то
вязкость газов при этом повышается, однако это изменение весьма
незначительно по сравнению с жидкостями.
Слабое влияние температуры на вязкость газов создает большие
возможности для применения газовой смазки в условиях низких и высоких
температур. Известны турбодетандеры для сжижения гелия, подшипники
которых работают с гелиевой смазкой при температуре 12-20 К. Были
исследованы керамические подшипники с внешним наддувом, работавшие
при температуре до 800° С и скоростях вращения до 65 000 об/мин.
Вязкость воздуха практически не изменяется с повышением давления
(табл. 2).
Влияние давления на другие газы аналогично приведенным в табл.2
данным для воздуха.
Таблица 2
Зависимость динамической вязкости ft воздуха от давления р
р, кгс/см2
ц- 106, кгс- м-2 -с
1
1,84
5
1,87
100,3
1,99
При газовой смазке давление в газовом слое редко превосходит 20
кгс/см2. Поэтому даже при самых строгих требованиях к точности можно
считать, что вязкость не зависит от давления. Что же касается зависимости
вязкости от температуры, то, как показали данные табл. 1, допущение
/х = const (1)
является совершенно оправданным. При расчетах оно приведет к
ошибке, во много раз меньшей, чем при жидкостной смазке. Это справедливо.
5.3. Физические осноаы работы и расчета газовых опор 173
в первую очередь, потому, что при малой вязкости газов потери на
трение в газовом смазочном слое незначительны. Кроме того, теплопередача
от тонкого смазочного слоя (обычно не более 0,02 мм) к поверхности
ротора и опоры, движущимся с большой относительной скоростью,
происходит весьма интенсивно уже при небольшом перепаде температур.
Основное принципиальное отличие газовой смазки от жидкостной
заключается в наличии сжимаемости газа, приводящей к тому, что их
качественные свойства оказываются совершенно различными, особенно при
высоких частотах вращения. Незначительность повышения температуры
газового смазочного слоя, как было отмечено ранее, позволяет принять,
что процесс смазки протекает изотермически. Тогда связь между
переменной плотностью р и абсолютным давлением в смазочном слое р (в теории
жидкостной смазки рассматривается избыточное над атмосферным
давление) будет выражаться изотермическим отношением
- = const. (2)
Р
Теория газовой смазки построена на допущениях, выражаемых
уравнениями (1) и (2).
Для вычисления величин динамической вязкости ц и плотности р
при различных температурах удобно пользоваться известными
приближенными формулами, пренебрегая незначительным повышением
вязкости с ростом давления. Вязкость можно вычислять для всех газов по
формуле Сэтерленда:
273 + а/ Т
i.'ie: Цо — вязкость при атмосферном давлении р0 и температуре 0° С;
/' — абсолютная температура.
Плотность определяют по формуле Клапейрона:
Р 273
Р = Ро-Г^Г- (4)
Ро Т
Значения Цо, а и ро для ряда газов приведены в табл. 3.
Теория газовой смазки является разделом механики вязкой
сжимаемой жидкости. Рассмотрим физическую картину работы широко распро-
iраненного газодинамического подшипника.
Пусть элемент смазки находится между двумя поверхностями, одна
м i которых движется вдоль оси х со скоростью U (рис. 14). Благодаря
мпутреннему трению между слоями элемент смазки приобретает скоро-
i и u, v, w вдоль соответствующих осей координат x,y,z.
174
Глава 5. Газовая смазка
Таблица 3
Вязкость и плотность некоторых газов при атмосферном давлении и температуре
0°С
Газы
Воздух
Водород
Гелий
Азот
Аргон
(1 ■ !010, кгс -см 2 • с
1,74
0,86
1,92
1,70
2,12
о, "С
124
73
78
104
120
Ро ■ 1010, кгс -см 4 ■ с
13,2
0,915
1,82
12,8
18,2
^11—"- и
и
Рис. 14. Элемент смазки в смазочном зазоре
Единичная сила внутреннего трения между слоями (напряжение сдви
га), например, в направлении оси х, согласно закону Ньютона равна
ди
Т = (1
%'
(5)
где: ди/ду — градиент скорости по оси у; ц — динамическая вязкость.
В теории газовой смазки помимо принятых ранее допущений (1) и (2)
принимаются следующие допущения и ограничения:
— силы инерции и силы тяжести пренебрежительно малы по сравнению
с силами давления и силами внутреннего трения смазки;
— скорость v элементов смазки в направлении оси у ничтожна
сравнительно со скоростями и и w в направлении осей х и z. Поэтому
можно считать, что при стационарном процессе v и ее производные
равны нулю;
— изменения скоростей и и w вдоль осей х и z весьма малы по
сравнению с их изменениями вдоль оси у, где на расстоянии Л, изме-
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 175
а- ~ ** а,,2 ' я,, - °' я, - Iм а„2 • <6)
ряемом несколькими микронами, эти скорости изменяются от нуля
до максимума. Учитывая это, пренебрегаем первыми и вторыми
производными и и w по х и z.
Кроме того, необходимо отметить, что все рассматриваемые ниже
.равнения справедливы при следующих условиях протекания процесса
м;нки:
а) газовая среда в смазочном зазоре рассматривается как сплошная
среда2);
|>) поток смазки является ламинарным потоком^.
Исходные уравнения движения совпадают с дифференциальными
равнениями Рейнольдса для несжимаемой смазки
dp d2u dp dp d2w
дх ду2 ду dz dy2
Второе из уравнений (6) показывает, что из принятых нами
допущении вытекает постоянство давлений р по толщине смазочного слоя (вдоль
" и у). Поэтому возможно интегрирование по у первого и третьего
уравнения (6), так как др/дх и dp/dz по высоте зазора Л (по у) остаются
постоянными. Двукратное интегрирование указанных уравнений при
граничных условиях
и| „ = u; u\ k = 0; ю| „ = w; w\ . = 0 (7)
lj(=0 ' !у=Л ' ly=0 ' !у=Л V '
приводит к выражениям для скоростей
h~V I dp
и=и—-т»Тху{н-у)' (8)
1 dp
w = -— ^y(h-y). (9)
2fi dz
Объемный расход смазки в направлениях х и z, протекающей на
единице ширины потока через полную толщину слоя h
л
= udy =
о
л
uh A3 dp
2 12ц Ox'
h3 dp
r v dp
q* = Jwdy = -W»dz-
(10)
(11)
При весьма малых зазорах и давлениях это условие может нарушаться, о чем более
'пно сказано далее.
' 1ранииа существования такого потока определяется скоростью, при которой число
пп.дса Re достигает критической величины Re = /(t/n//i) ^ КеКрит.. Турбулентность
i появиться при Re > 2000. В громадном большинстве случаев поток газовой смазки
176
Глава 5. Газовая смазка
К уравнениям (6) нужно присоединить условие неразрывности потока
др
д(ри) d(pw) = Q
(12)
дх dz
которое с учетом уравнений (2), (6), (10) и (11) можно привести к
следующему виду, выражающему уравнение неразрывности для обшего
нестационарного случая изотермической газовой смазки в декартовых координатах
diph) fl(pfc) 8(pqz)
1~ ^ ~Ь
■ 0.
(13)
dt дх dz
Уравнение (13) является универсальным, применимым к газовым
опорам любой формы: плоской, цилиндрической, шаровой. В случае
надобности его выражают в цилиндрических, сферических и иных координатах.
Физический смысл этого уравнения можно выразить так: разность
между массой газа, вытекающего из элемента газовой смазки, и массой
газа, втекающего в тот же объем за один и тот же промежуток времени,
в сумме с приращением массы в этом объеме вследствие изменения ее
плотности и высоты элемента равна нулю.
На рис. 15 зафиксирован один из моментов работы простого
цилиндрического подшипника в режиме газодинамического трения. Такое
положение вращающегося шипа в подшипнике даже за один его оборот
не остается постоянным. Стационарное положение шипа является
частным идеализированным случаем обшей задачи. В действительности, в
результате неизбежных погрешностей формы рабочих поверхностей газовых
опор и остаточного дисбаланса, центр шипа движется по траектории
синхронного вихря, а при потере устойчивости возникает полускоростной
вихрь. Чтобы определить условия устойчивости и траекторию
действительного движения шипа, необходимо решить нестационарное уравнение
Рис. 15. Схема работы цилиндрического подшипника
(1 — шип, 2 — подшипник, О — центр подшипника, 0\ — центр шипа)
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 177
газовой смазки, учитывающее занисимость положения центра шипа и
распределение давления газа в зазоре от времени. Именно этот обший случай
движения газа в смазочном зазоре и описывается уравнением (13).
Исключение временного члена в уравнении (13), когда первый член
этого уравнения обращается в нуль, так как р и h зависят только от
положения рассматриваемого сечения и со временем они не изменяются,
приводит к уравнению стационарного движения шипа в подшипнике
конечной длины
в(£Ь) + в^)=0 (
дх oz
В простейшем случае стационарного плоского потока (подшипник
бесконечной длины, бесконечно протяженная плоская опора) расход в
направлении одной из осей, например z, обращается в нуль. Получаем
уравнение
d(pqT)
dx
которое после интегрирования примет вид
pqx — const. (15)
Его физический смысл: при плоском изотермическом потоке газа
через смазочный зазор произведение объемного расхода на давление есть
величина постоянная для любого сечения зазора. Интересно отметить,
что для плоского потока жидкостной смазки уравнению (15) соответствует
ньдражение qx = const.
Уравнение (15) выражает стационарную задачу для плоского
потока, что физически отражает процесс смазки в средней части
подшипника бесконечно большой (L —> со) длины, где элемент смазки движется
по окружности, оставаясь все время в плоскости диаметрального сечения,
i расход смазки в направлении длины подшипника можно не учитывать.
В реальном подшипнике конечной длины поток смазки простран-
i венный. Элемент смазки движется как по окружности, так и в осевом
направлении. Газ поступает в смазочный зазор через торцы подшипника
" юне пониженного давления и вытесняется из зазора в зоне
повышенного давления.
Для удобства исследования можно вместо действительного потока
мазки в кольцевом зазоре между шипом и подшипником рассматривать
жвивалентный ему поток в зазоре, развернутом на плоскость, как
показано на рис. 16. Возникающими при вращении центробежными силами мы
пренебрегли.
В качестве примера к изложенному рассмотрим эпюры давлений
и скоростей для реального цилиндрического подшипника конечной
длины в стационарном режиме газодинамического трения.
178
Глава 5. Газовая смазка
Рис. 16. Развертка цилиндрического подшипника
Рис. 17. Развертка поля давлений в одном из цилиндрических
подшипников конечной длины
Развертка на плоскость поля давления реального подшипника
приведена на рис. 17.
Построим теперь эпюры давлений вдоль осей х (рис. 18 я) и z (рис. 18 5)
по изобарам поля давлений, изображенным на рис. 17.
На рис. 18 над соответствующими эпюрами давлений изображена
развертка на плоскость радиального зазора (вдоль оси х), а также продольный !
разрез подшипника (вдоль оси z), на которых нанесены соответствующие
эпюры скоростей и и w, определяемых выражениями (8) и (9). Как видно |
из эпюры скоростей и, к первому слагаемому И|, представляющему собой ,
скорость основного потока, увлекаемого шипом (движущегося со
скоростью г;), прибавляется или отнимается (в зависимости от знака др/дх)
скорость противотока Ui, обусловленная градиентом давления. Эпюра
скорости и2 представляет собой параболу.
Эпюра скоростей w для данного продольного сечения определяется
величиной и знаком градиента давления dp/dz и также выражается
параболой.
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 179
эпюра скоростей и
эпюра скоростей w
У
Г-^^ъ
>?}>:,,)>}>}\>>$>>)}Т
эпюра давлении р
Р\
+z
Ailf
1
1!
II
"max
Т
I
ТИ
+г
Рис. 18. Эпюры давлений и скоростей в цилиндрическом подшипнике:
а) в радиальном сечении а—а; б) в продольном сечении б-б
На эпюре давления и скоростей введены обозначения:
р — абсолютное давление в смазочном зазоре;
ра — атмосферное давление (давление окружающей подшипник среды);
риз6 = р- ра — избыточное давление в смазочном зазоре;
Pmax> Pmin ~ экстремальные значения давлений;
ho — минимальный смазочный зазор;
h\ — максимальный смазочный зазор;
Ро, Pi — давление в местах наименьшего и наибольшего зазоров.
В наиболее распространенном исполнении радиальная опора пред-
ынляет собой цилиндрическую втулку, в которую с зазором порядка
11)01-0,010 мм входит шип вала.
Работу такой опоры поясняет рис. 19, на котором дано ее поперечное
• чение. Когда вал неподвижен, под действием силы тяжести он опуска-
|' я на дно втулки (положение а).
Между валом и втулкой образуется клиновидный зазор, ограничен-
i i.iii наружной поверхностью вала (d) и внутренней поверхностью втулки
/'). Он изменяется от нуля в нижней точке до величины 2С в верхней.
Средний радиальный зазор определяется как
_ D-d
= R-r.
(16)
180
Глава 5. Газовая смазка
Рис. 19. Радиальная опора: а) вал неподвижен; б) вал вращается
Эксцентриситет е, равный при этом среднему радиальному зазору,
совпадает с направлением нагрузки W (в данном случае, силы тяжести).
При вращении вала его наружная поверхность увлекает газ в зазор
переменного сечения; в результате сжатия газа в зоне минимального зазора
создается повышенное давление, отделяющее вал от втулки, —
вращающийся вал «всплывает» (рис. 19 б). Силы газодинамического давления
уравновешивают внешнюю нагрузку на вал (весьма малой
равнодействующей сил трения можно пренебречь). Центр шипа 0\ при этом
перемещается, изменяется величина эксцентриситета е, наступает новое положение
равновесия шипа в подшипнике.
Величина эксцентриситета е возрастает с увеличением нагрузки на вал.
При изменении нагрузки W центр шипа движется по выпуклой кривой,
называемой кривой подвижного равновесия. Линия 00\ центров шипа
и подшипника смешается от направления действия нагрузки W на угол tp.
Угол смещения (или угол положения) tp уменьшается от >ро при е = 0
до нуля при е = С.
Необходимо отметить, что для газодинамических подшипников (без
поддува газа) в период пуска (в первые моменты движения) происходит
непосредственное контактирование рабочих поверхностей опоры в
условиях сухого трения. Лишь при достижении вращающимся валом
некоторой определенной скорости (эту переходную скорость называют
скоростью «всплытия») величина возникающего газодинамического давления
становится достаточной, чтобы отделить рабочие поверхности опоры друг
от друга; сухое трение в опорах сменяется газодинамическим.
Аналогичные процессы (в обратной последовательности) происходят и при
торможении вала.
Все выводы теории газовой смазки справедливы и для часто
встречающегося на практике обращенного механизма, в котором подшипник
(втулка) вращается вокруг закрепленного шипа (вала).
Автоматическое образование клиновидного зазора и необходимой
подъемной силы в радиальном направлении является спецификой лишь
радиальной опоры. Для создания переменного торцевого зазора и получе-
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 181
ния определенной несущей способности в осевом направлении
необходимо выполнить специальное профилирование торца одной из двух деталей,
образующих осевую опору.
Как и в случае радиальной опоры, газ увлекается поверхностью
вращающейся детали в суживающийся зазор, создаются зоны повышенного
давления и образуются силы, отделяющие одну поверхность от другой.
В периоды пуска и останова происходящие в осевой газодинамической
опоре явления схожи с явлениями в радиальной опоре.
Расчет параметров газодинамических опор ведется исходя из
известного уравнения Рейнольдса, которое получим, подставив выражения (10)
и (11) в уравнение (14)
дху дх) dz\ dzj и дх к '
Это уравнение с учетом ранее принятых допущений описывает в
общем случае распределение давлений для стационарного потока газовой
смазки подшипника конечной длины.
Решив уравнение для конкретного типа конструкции опоры,
находят ее характеристики в газодинамическом режиме работы. Уравнение
(17) является нелинейным эллиптическим уравнением; для применяемых
на практике типов газодинамических опор точного аналитического
решения не существует. Имеются приближенные аналитические методы
расчета некоторых типов газовых опор, а также решения путем численного
интегрирования с использованием компьютера.
Численные методы решения позволяют получить с высокой
точностью для широкого диапазона конструктивных параметров различной
формы опор их непосредственные технические характеристики.
Для удобства расчетов и возможности сравнения результатов решения
для опор с разными конструктивными параметрами уравнение (17) при-
подят к безразмерному виду с безразмерными характеристиками зазора
и давления.
Процесс смазки и характеристики газодинамической опоры любой
конструктивной формы определяются, в основном, тремя параметрами:
а) характеристикой подшипника4' \ ~ числом Шейнберга
_ /*17В
* ~ Л2Ра '
где U, В, h — соответственно характерные скорость подвижной
поверхности, размер опоры и смазочный зазор;
' Этот параметр впервые ввел в теорию и практику расчета газовых опор отечественный
■к'ный С. А. Шейнберг. Характеристика подшипника \ наиболее полно отражает параметры
пиры и по праву авторства должна называться числом Шейнберга. Некоторые авторы
качестве характеристики подшипника используют параметр Л = 6^.
182 Глава 5. Газовая смазка
б) параметром, определяющим закон изменения толщины смазочного
слоя, т.е. геометрией газодинамического клина опоры h = h(x,z),
которая зависит от формы опоры и положения ее подвижной части
относительно неподвижной. В случае плоского подпятника этот
параметр выражается соотношением величин зазора на входе и выходе
из опоры, а в случае гладкого цилиндрического подшипника —
относительным эксцентриситетом е = е/С;
в) токами смазки в направлении, перпендикулярном скорости (по оси
z), т.е. соотношением размеров, определяющим отличие реального
потока газовой смазки от плоского и учитывающим конечные
размеры подшипника.
При расчетах всех типов газовых опор вводится понятие удельной
подъемной силы опоры — Кн.
Безразмерная характеристика Кн равна
W
Spa
где: W — суммарная подъемная сила опоры (нагрузка на подшипник);
S — плошадь проекции опоры на:
а) плоскость, параллельную оси вращения, — при расчете радиальной
опоры;
б) плоскость, перпендикулярную оси вращения, — при расчете осевой
опоры.
Характер зависимости К„ от х показан на рис. 20.
Во многих случаях появляется необходимость нахождения
зависимости подъемной силы опоры от перемещения (внутри смазочного зазора)
подвижной поверхности опоры относительно неподвижной. Такую
зависимость в безразмерном виде Кн(е) называют нагрузочной
характеристикой опоры. Нагрузочные характеристики позволяют определять жесткость
Рис.21. Нагрузочная
характеристика гладкого цилиндрического
подшипника
Рис. 20. Зависимость удельной
подъемной силы от характеристики подшипника
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 183
dW
de
С
при различных нагрузках на опору. Они имеют вид кривых,
представленных на рис.21.
Как видно, Ки растет с увеличением е. В пределах малых
перемещений (е < 0.3-0,5) наблюдается прямая пропорциональность К„ от е.
При дальнейшем изменении е величина Кн растет быстрее. При е —> 1
величина Ки -> ос.
Жесткость опоры в зависимости от величины среднего зазора
меняется по кривой, изображенной на рис.22.
Для получения уравнения распределения давления применительно
к определенной конструкции надо в уравнение (17) подставить
конкретную функцию зазора h от
координат х и z и соответствующие
граничные условия.
Методика расчета основана на
открытом С. А. Шейнбергом
законе подобия газовой смазки:
пространственные эпюры абсолютных
давлений в смазочном слое
подшипников с газовой смазкой
подобны, если при их работе
соответственно равны три
безразмерных параметра (критерия подобия).
Для цилиндрических
газодинамических опор такими
критериями подобия являются:
— характеристика подшипника \ = (lU}R2/(PaC2)\
— относительный эксцентриситет е = е/С;
— относительная длина А = L/(2R).
Для гладких цилиндрических подшипников уравнение Рейнольдса (17)
было решено С. А. Шейнбергом методом численного интегрирования с
граничными условиями, характерными для вентилируемых опор. Был
получен ряд зависимостей безразмерных параметров, приведенных на рис.23,
24 и 25.
Каждому набору значений критериев подобия однозначно
соответствуют рассчитываемые характеристики подшипника:
~~ удельная подъемная сила Кн, по которой находится подъемная сила
подшипника W
W = SpaK„ = 2RLpaKH; (18)
~~ угол смещения (положения) <р, по которому определяется в опоре
положение вращающейся детали относительно неподвижной;
— момент трения в опоре М,р.
Рис. 22. Зависимость жесткости от
среднего радиального зазора (при е = const)
для гладкого цилиндрического подшипника
184
Глава 5. Газовая смазка
А ^ 0.25
А = 0.5
Л^ I
4
3
2
I
0
К
4
3
2
1
Е --0.9
0 ""
IZ 1Kb
2
А = 2
Е = О.Ч/
0.S
0J
0.(.
0.5
0.4
[-"-'то
4
3
2
I
ЗЛО
ки
4
3
2
I
X О
f - О.У
0.8
0Т7
„А
11 i
1
2 3
А-3
кч/
ич
—$
=У|
л
0 4
ujf
0J_
о.ь
ол
(14
U,^-,
2 3
А = ос
Iе''
о.ч
о.к
07
ил
0 4—1
ЁВ£
I 2
Рис. 23. Зависимость удельной подъемной силы А',,
от характеристики подшипника \
К„
4
3
2
1
А = 0,25
у
\ -
I
/
^
7
'
4
/
'/X*
3
?
А
^
= 0.
/
\^
(-:
У
у
[f
' 2
/
//'
(fc
^0.07
А= 1
О 0,2 0.4 0.6 0,8
А = 2
О 0,2 0,4 0,6 0.8 £ 0 0.2 0.4 0.6 0.8 е
А = 3
А = ос
4
3
->
I.. -
ф
V'
\ - ■
//1
?'
ъ
!
г
&
:>■ о.о4
— 0.02
О 0,2 0,4 0,6 0,8
я
7
|
.^
ч - J // 0 s
4 ///
J;
f'
\/
L
' -и
/. Ч-"/
' аул
О 11,2 0.4 0,6 0,8 £ о 0,2 0,4 0,6 0.8
Рис.24. Нагрузочные характеристики К„ — Ки(е)
гладких цилиндрических подшипников
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 185
Л = 0.5
= 0.5
А = 2
\^":
с ^ (1.9
" 1
\
- 0.01
\ U.I
ЧЧ?
-i4^
X
\
<^
О 0.1 0,3 0,5 0,7 11,9 с 0 0.5 I
А = 2
—
\
\
Ч-Ч-1—
- 0,9
! —■
- II.UI
■\firi
"J~^~*
-4 -
^~^
О 0.1 0.3 0.5 0,7 0.9 !
i
i
i
i, -
о.ч
L_jj -A
Ь..И1И1 )
9
90
75
60
45
30
15
О 0.5 I
Рис.25. Зависимость угла положения <р от характеристики подшипника %,
относительного эксцентриситета с и относительной длины А
Расчет плоских, полусферических и других видов газовых
подшипников можно выполнить с гюмошью численных методов на ЭВМ, подставляя
в уравнение Рейнольдса (17) характерные для этих типов опор
безразмерные значения смазочных зазоров.
При этом работу двух плоских подшипников, а также двух
полусферических опор целесообразно рассматривать не изолированно друг от друга,
а совместно. Совместная их работа происходит по схеме с параллельным
соединением двух жесткостей, каждая из которых представляет собой
пружину сжатия с предварительным нагруженисм.
Получаемые при этих расчетах виды зависимостей безразмерных
параметров газовых опор аналогичны представленным характеристикам
цилиндрических подшипников.
Представленная выше физическая картина работы газовых
подшипников будет неполной, если не учитывать работу подшипников при малых
смазочных зазорах порядка 1-5 мкм, при которых наиболее часто работают
газодинамические опоры. Нагрузочные характеристики опор,
построение исходя из принятого допущения о сплошности газовой среды, могут,
как будет показано ниже, в условиях работы при малых смазочных зазорах
УЩественно отличаться от действительных, и поэтому требуют уточнения.
186
Глава 5. Газовая смазка
При рассмотрении ранее физической картины процесса газовой
смазки мы исходили из упрошенной модели сплошной газовой среды в зазоре
и соответствующего предположения о «прилипании» газа к стенкам
смазываемых поверхностей.
Установим границы этих допущений. Критерием сплошности газовой
среды служит, как известно, число Кнудсена
Кп= Л
где: h
смазочный зазор; L
(19)
длина среднего5' свободного пробе-
h
га молекулы газа между двумя последовательными столкновениями при
определенном давлении р, величина 1Р обратно пропорциональна
давлению р и плотности р, т.е. имеет место отношение
U
и
(20)
2. = L
»р Pa Pa
где I.
окружающей опору среды.
Величина 1р при р = 1 кг/см2 и Т — 20° С для некоторых применяе
мых в ГД газов представлена в табл.4.
ра — длина среднего свободного пробега молекулы при давлении
Таблица 4
Длина среднего свободного пробела молекул газов при нормальных условиях
Тип газа
1Р, мкм
Воздух
0,064
Водород
0,113
Гелий
0.186
Неон
Азот
0,132 j 0,064
Аргон 1
0,072 |
Число Кнудсена Кп, зависящее от толщины газовой пленки h. типа
газа (1Р) и давления газовой среды р, определяет, таким образом, характер
движения газа в смазочном зазоре.
Газ можно рассматривать как сплошную среду до тех пор, пока
размеры зазора h, в котором он движется, значительно превышают значение
1р, т. е. при малых малых числах Кнудсена 0 < Кп < 0,01.
Если Кп > 1, то движение газа приобретает чисто молекулярный
характер, и слой смазки перестает обладать несушей способностью.
Для средних чисел Кнудсена 0,01 < Кп < 1 в характеристики
движения, рассматриваемого как движение сплошной среды, необходимо внести
коррективы с учетом проявляющейся в большей или меньшей степени
молекулярной дискретности газового потока.
Исходя из сказанного, газовую смазку в опорах при нормальном
атмосферном давлении нельзя считать сплошной средой по всей толщине
J' 37 % молекул газа имеют большую длину евободиого пробега, 63 % — меньшую.
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 187
смазочного слоя при зазорах, меньших: 6,4 мкм —для воздуха; 11,3 мкм —
для водорода; 18,6 мкм — для делия и т.д.
Газодинамические опоры в большинстве случаев работают при
средних числах Киудсена, и при расчете их надо учитывать молекулярную
структуру газа.
В этом случае граничные условия (7) нарушаются, так как приходится
считаться с проскальзыванием газа. Для 0 < Кп <^ 1 они будут
следующими:
(21)
Практически это справедливо с достаточной степенью точности для
диапазона 0,01 ^ Кп < 0,1.
Уравнение Рейнольдса (17) видоизменяется. Из условий (21) для
режима «проскальзывания потока» с учетом (19) будет справедливо
следующее уравнение Бургдорфера
, ди
eU = u+^.
. ди
|»=л v ду
1 ow
4=o = tt + ^'
i dw
wU = -z>v
д_
~дх
pft3(l+6Kn)-^
ox
д
i, ,др
ph\\ + 6Kn)-^-
dz
6/1^=0. (22)
Из этого уравнения (22) видно, что с увеличением числа Кнудсена
Кп давление в смазочном зазоре уменьшается, соответственно
уменьшается и подъемная сила, и момент трения. Физика этого явления вполне
понятна, так как проскальзывание на границах зазора ухудшает процесс
вовлечения газовой смазки в движение между рабочими поверхностями,
что аналогично уменьшению вязкости газа.
Как видим, характеристики опоры, и, в частности, цилиндрических
подшипников, уже не определяются однозначно тремя критериями
подобия х, £ и А, а зависят кроме того от среднего зазора С и типа
используемого газа (1р). Становится небезразличным, при каком С и для какого
газа достигнута определенная величина \. Если при этом средний
радиальный зазор мал, а смазкой является один из газов с большим 1р, как,
например, водород, гелий или неон (см. табл.4), то может произойти при
одном и том же минимальном зазоре значительное (иногда свыше 25%)
Уменьшение удельной подъемной силы опоры К„ по сравнению с Кно
при Кп = 0, а следовательно, и соответствующее уменьшение жесткости.
На рис. 26 для цилиндрических опор представлены характеристики
Удельной подъемной силы при Кп = 0,1 и Кп = 0. На рис. 27
предъявлены сравнительные нагрузочные характеристики для подпятников
с° спиральными канавками при изменении Кп.
Отметим, что при Кп = 0,01 уменьшение подъемной силы и жест-
Кости весьма мало и лежит в пределах 5 %. Это говорит о правильности
188
Глава 5. Газовая смазка
К
0,6
0,4
0,2
А = 2
е = 0.4
КПДЯ-
<^
0 0,2 0,5
0,2 0,4 0,6
Рис. 26. Влияние дискретности газовой среды
на характеристики газовых подшипников
Рис. 27. Влияние дискретности газовой среды на характеристики плоского
подпятника со спиральными канавками: а) для невентилируемой конструкции; б) для
вентилируемой конструкции
выбора верхней границы «режима проскальзывания». При Кп = 0,1
снижение нагрузочных параметров опоры составляет уже 25-30%.
Перейдем теперь к определению безопасной величины минимального
зазора ho, позволяющей по нагрузочной характеристике найти конкретное
значение максимальной подъемной силы опоры. Как видно из
нагрузочных характеристик, для получения максимальной подъемной силы надо
стремиться к тому, чтобы опора могла работать с наименьшим h0. С
другой стороны, fto должно быть таким, чтобы при действии максимальной
нагрузки был обеспечен газодинамический режим взвешивания и
исключен механический контакт рабочих поверхностей опоры.
Для вывода расчетной формулы уподобим смазочный зазор в опоре
пружине сжатия и будем сближать рабочие поверхности опоры. С целью
упрощения примем, что суммарная погрешность изготод!ления и монтажа
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 189
Рис. 28. Сближение рабочих поверхностей цилиндрических и полусферических
подшипников (а) и плоских подпятников (б) при Х:Д = О
опор ЕД = 0 (см. рис.28). Очевидно, что при сближении даже идеально
изготовленных и собранных без погрешностей рабочих поверхностей
между ними должна остаться какая-то минимальная толщина газовой смазки,
создающая подъемную силу опоры, достаточную для исключения
касания рабочих поверхностей, т. е. необходимо выполнить условие, чтобы
ftomin 7^ 0- Подъемная сила опоры при сближении рабочих поверхностей
сначала растет. При достижении величины смазочного зазора,
соизмеримого с длиной свободного пробега молекулы газа, увеличение подъемной
силы прекращается, и дальнейшее сближение рабочих поверхностей
может привести к резкому падению подъемной силы и «просадке» опоры.
В самом деле, в наиболее узком месте опоры, играющем самую важную
роль в создании подъемной силы, число Кнудсена Кп начинает
увеличиваться, так как несмотря на некоторое увеличение давления р в
уменьшающемся при сближении рабочих поверхностей зазоре и
соответствующее уменьшение по выражению (20) значения 1Р, зазор h уменьшается
быстрее, чем растет р (ph = const лишь при х -» ос, а в реальных
конструкциях это произведение уменьшается). Действительно, мы не должны
сближать смазываемые поверхности до расстояний, при которых число
Кнудсена превышало бы нижнюю границу «режима проскальзывания
потока». Кроме того, при назначении наименьшей величины tig необходимо
Учитывать и некоторую загрязненность мельчайшими частицами газовой
среды, в которой работают опоры, несмотря на принимаемые меры по ее
°чистке. Таким образом, становится небезопасным (даже учитывая
повышение давления в зоне минимального зазора) задаваться зазором ftomm
МеНьшим, чем
Лотт = (5-Ю)/р.. (23)
190
Глава 5. Газовая смазка
Тогда максимально допустимый относительный эксцентриситет для
цилиндрических и полусферических опор будет
_ С - 5l„a
или
emax = 1 - 5Kn0, (24)
где Кпо = IpJC.
Соответственно максимально допустимая величина относительного
осевого смещения для плоских подпятников равна
ср — ~>lpa
или
«max = 1 - 5Кп'о, (25)
где Кп'0 = lpJhcp.
Кривые етм = етт(С) и итях = vm™{Kp) при ЕД = О являются
гиперболами, которые в зависимости от типа газа смешаются влево или
вправо по оси абсцисс (рис.29).
Большего етах и vmm, а следовательно, большей подъемной силы
можно достичь для газа, имеющего меньшую величину lPa.
В действительности рабочие поверхности аэродинамических опор
изготавливаются с отклонениями от «идеальной» геометрической формы
и ЕД Ф 0. В цилиндрических подшипниках необходимо учитывать
шероховатость поверхностей, некруглость формы, отклонения профиля
продольного сечения и др. Для плоских подпятников существенным является
шероховатость поверхностей, непараллельность и неплоскостность
рабочих поверхностей, неперпендикулярность их к оси вращения. Для
полуютах
("max)
0,8
0,6
0,4
0,2
0 1 2 3 4 5 С(/гср),мкм
Рис.29. Зависимость £тач("тах) от типа газа при ЕД = 0
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 191
h см
Рис. 30. Сближение рабочих поверхностей цилиндрических и полусферических
подшипников (а) и плоских подпятников (б) при ЕД ^ 0
сферических опор влияние оказывают шероховатость и некруглость
рабочих поверхностей. Большое значение имеют различного рода монтажные
погрешности при сборке опорных узлов, сдвигающие рабочие
поверхности друг относительно друга и искажающие форму смазочного зазора.
Кроме того, необходимо учитывать и температурные искажения рабочих
поверхностей. Если теперь будем сближать рабочие поверхности (рис. 30),
обеспечивая ту же минимальную величину ho между крайними точками
рабочих поверхностей, то при одних и тех же средних зазорах С и hcp
можно достичь значительно меньших етах и vmM, чем они были при ЕД = 0.
При этом
C-5L
ЕД
£"тах —
с
или
£тах = 1 - 5КП0 - Ео",
(26)
где Ео" = ЕД/С — относительная суммарная погрешность.
Соответственно
hQP — 5L — ЕД
V — - —
''max —
Лср
ИЛИ
i/max=l-5Kn'0-E<*\ (27)
где T.S1 — ЕД//гср — относительная суммарная погрешность для плоских
подпятников.
В каждом конкретном случае при расчете суммарной погрешности
2Д отдельные погрешности вращающегося и неподвижного звеньев опо-
Ры входят со своими коэффициентами в зависимости от степени их
влияния на етах и г/та„.
Зависимости етах = етах(С) и итлх = vmin(hcp) при ЕД Ф 0
представляются двухпараметрическим семейством гипербол, определяемым типом
192
Глава 5. Газовая смазка
max
Ках)
0,8
0.6
0,4
0,2
0 1 2 3 4 5 C(/icp), мкм
Рис.31. Расчет ema4(nnm) для воздуха при различных ЕД
газа (lPa) и погрешностями изготовления и сборки опоры (ЕЛ). Для
воздуха эти кривые представлены на рис. 31. Если средний зазор для какого-то
типа опор лежит, например, в диапазоне от 2 до 3 мкм, а погрешности
изготовления и сборки не превышают ЕЛ ^ 0,8 мкм, то достигаемая величина
^max^max) будет НЭХОДИТЬСЯ В ЗаШТриХОВаННОЙ ЗОНе. Кривая £тт = £тт(С)
при ЕЛ = 0 является верхней драницей этой зоны.
Формулы (26) и (27) позволяют рассчитать конкретную величину
(или диапазон значений) £гтач и vmm для реальных конструкций АДО с
заданными средними зазорами (С и Лср), точностями изготовления и сборки
(ЕЛ) и газовой среды (lPa), в которой работают опоры. По найденным
^max^max) и нагрузочным характеристикам с учетом влияния дискретности
газовой среды определяют фактическую максимальную подъемную силу
опор К„.
Физическая картина работы газодинамических опор была бы
неполной, если не отметить хотя бы основные моменты их работы в
режиме сухого трения, который, как уже отмечалось, имеет место в периоды
«всплытия» и «посадки» опоры.
Наличие двух принципиально отличных друг от друга режимов работы
опор — режима сухого трения и режима газодинамического трения,
разделенных переходными скоростями («всплытия» и «посадки») — приводят
к необходимости более детально исследовать оба упомянутых режима.
Режим сухого трения имеет исключительно важное значение и
заслуживает большого внимания. Именно сухое трение вызывает износ рабочих
поверхностей опор и определяет надежность работы изделий на
газодинамических опорах.
Некоторые принципиальные вопросы рассмотрим на примере работы
конкретного гиродвигателя на газодинамических опорах.
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 193
м,
г ■ см
30-
MIIVCK
20-
А
М0,ро/
л/ДИ1Г
Б
МсоПР^».
п- 10 \
об/мин
0 п.,
16
24
Рис. 32. Механическая характеристика одного из гиродвигателей на
газодинамических опорах: А — режим сухого трения; Б — режим газодинамического трения
В момент запуска гиродвигателя приходится преодолевать
значительный момент сопротивления пуску (момент трогания Мфо,-),
обусловленный статическим трением в опорах. Пусковой момент электродвигателя
(Допуск) рассчитывается таким, чтобы безусловно обеспечить запуск ротора.
На рис. 32 представлены зависимости моментов двигателя Мдвиг и
моментов сопротивления Мсопр от числа оборотов ротора этого двигателя.
Как видно, в начале работы гиродвигателя Мпуск в два с лишним раза
больше Мтрог.
Однако такое соотношение моментов сохраняется лишь временно.
Момент трогания является отнюдь не постоянной величиной, а, как
видно из рис. 33, с течением времени из-за износа рабочих поверхностей опор
он увеличивается. Если Мтр0Г становится больше развиваемого
электродвигателем М„уск, то гиродвигатель не запустится. Таким образом, ско-
0 2 4 6 8 10 12
рис. 33. Зависимость момента трогания гиродвигателя от количества запусков
Современная триболсмия
194
Глава 5. Газовая смазка
рость истирания опор, а значит именно режим сухого трения, в основном
определяет количество циклов «пуск — останов» гиролвигателя. Если
исключить чисто внешние, в значительной степени случайные явления —
такие, как засорение опор извне, касание рабочих поверхностей опор при
сверхдопустимых перегрузках и т.п. случаи, — можно считать, что
долговечность изделия целиком зависит от режима сухого трения.
Необходимо отметить, что износ опор в процессе сухого трения
влияет и на номинальный режим работы, так как истирание рабочих
поверхностей опор, естественно, приводит к искажению их геометрической
формы и формы рабочих зазоров, а, следовательно, к изменению несушей
способности, жесткости и равножесткости опор, ведет к разбалансиров-
кам, увеличению собственных вибраций изделий и т. п. ухудшениям их
характеристик.
К сказанному добавим, что связанные с режимом сухого трения
конфигурация и габариты опор, выбор материалов для деталей опор, а значит,
и подбор материалов для других деталей конструкции определяют не
только выходные параметры изделий, но и специфику их производства.
Становится очевидной и бесспорной важность и необходимость
исследования режима сухого трения как в теоретическом, так и в
экспериментальном плане.
Известны методы устранения сухого трения в газодинамических
опорах. К ним можно отнести поддув сжатого газа в смазочные зазоры;
введение специального элемента, вызывающего вибрацию опоры и
создающего эффект сжимаемой пленки; вращение ротора в режиме пуска
и торможения на шарикоподшипниках с последующим переключением
на газодинамические опоры и др. Иногда такие решения могут
оказаться целесообразными. Однако для большинства случаев такое усложнение
конструкции неоправданно и приводит к ухудшению тактико-технических
характеристик изделий.
Вопросы сухого (внешнего) трения и износа поверхностей
безотносительно к подшипникам на газовой смазке изучались многими учеными
и имеют богатую историю. В настоящее время известно влияние
различных факторов на момент трения и износ трущихся пар, которые
применяются в опорах на газовой смазке.
К таким факторам можно отнести влияние на трение и износ
состояния рабочих поверхностей опор (шероховатость, наличие пленок,
загрязнений, инородных включений, пор и т. п.), скорости вращения и удельной
нагрузки на опору, фактической площади контакта и времени контакта.
Прежде, чем сформулировать требования к режиму сухого трения,
установим метод оценки работы опор в этом режиме. Из ряда
показателей состояния опор, таких как, например, износ и объемное или весовое
определение частиц износа, истирание рабочих поверхностей опор и
соответствующее изменение их геометрической формы по круглограммам,
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 195
изменение состояния рабочих поверхностей опор путем
фотографического сравнения их с первонач&чьным и др., — примем в качестве основного
критерия состояния опор — момент трогания Мтро|. Этот параметр
оценки работы опор согласно принятой в трибологии терминологии является
интегральным по своему назначению. Действительно, Мтрог — наиболее
важный критерий, который отражает и суммирует все происходящие
внутри опоры процессы и является следствием действия всех других факторов.
В то же время М,ро| — характеристика динамичная, которую легко связать
с другими характеристиками опоры. Немаловажно и то, что при
исследовании опор определение Мгрог значительно проще, чем определение
других перечисленных характеристик трения и износа.
Как свидетельствуют многочисленные проведенные нами
эксперименты, в подавляющем большинстве случаев на осредненной кривой
Мтрог = Мтрог(т) прослеживаются три зоны изменения моментов
трогания (рис.34), что хорошо согласуется с теоретическими моделями износа
в условиях непрерывного сухого трения. I зона — зона приработки, во
время которой рабочие поверхности как бы «приспосабливаются» к условиям
работы, происходит стабилизация свойств трущихся поверхностей,
выглаживание шероховатостей и т. п. II зона — зона установившейся работы
подшипника с относительно стабильными свойствами рабочих
поверхностей.
Если правильно спроектирован электродвигатель и выбран его
пусковой момент, то в этой зоне опоры могут работать продолжительное время,
которое, в основном, и характеризует долговечность опор. Зона III
называется зоной катастрофического износа. Постепенные количественные
изменения, происходящие в опоре при работе в зоне И, в зоне III
перерастают в качественные изменения состояния опоры. С момента начала
Ис- 34. Характерные зоны работы газодинамических опор в режиме сухого трения
196
Глава 5. Газовая смазка
катастрофического износа идет нарастающее ухудшение качества рабочих
поверхностей, неизбежно приводящее к отказу подшипника.
Представленный график зависимости Мтрог от числа запусков редко
в таком «чистом» виде встречается на практике.
Как в зоне I, так и во II зоне в результате механических и тепловых
перегрузок, изменения режимов работы, загрязнения газовой среды,
конденсации в зазоре различных осадков и других причин бывают отдельные
(и порой значительные) отклонения, подчеркивающие случайный
(вероятностный) характер процесса изнашивания. Нередко в зоне II момент
трогания на какое-то время возрастает, а затем снова восстанавливается
до стабильных значений. Но представленная несколько упрошенная
картина процесса износа дает возможность более грамотно и обоснованно
задать требования к режиму сухого трения газодинамических опор.
Они будут следующими:
— момент трогания в первом запуске М(угрог должен быть минимальным;
— возрастание Мтрог в процессе приработки должно быть
незначительным по сравнению с М^^;
— характеристика Мтрог = Мтрог(тп) в зоне установившейся работы опор
должна иметь малую крутизну, т. е. отношение ДМфог/Лт должно
быть минимальным;
— должна быть обеспечена максимальная длительность II зоны;
— опоры должны выдерживать касание на рабочих оборотах без
катастрофического повреждения рабочих поверхностей6'.
Рассмотрим структуру формулы для определения момента трогания.
Если брать за основу формулу Кулона и Ньютона и рекомендации И. В. Кра-
гельского по ее применению, то можно написать следующее выражение
для момента трогания газодинамических опор:
где N — нормальная нагрузка на опоры; при отсутствии перегрузок,
магнитных и электромагнитных сил нормальная нагрузка равна проекции
силы веса подвижной части опоры на нормаль к ее рабочей
поверхности, а в случае, когда направление нагрузки и веса G совпадает, N = G;
Ryp — радиус приложения силы трения, он зависит от положения опоры
в пространстве, размеров и формы опоры; / — коэффициент
пропорциональности, называемый коэффициентом трения покоя.
Значения Мтрог для применяемых типов опор приведены на рис. 35.
Величины / и N взаимосвязаны, так как нормальная нагрузка
определяет контактное давление и вид контакта, что непосредственно
сказывается на коэффициенте трения покоя.
'' Это требование не всегда можно выдержать. Обеспечение его связано с очень большни
количеством испытаний на рабочих образцах.
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 197
Вид
опор
S
у
S
д
с
S
д
п
о
с
S
У.
о
7
S
а
Й
s
S
a
S
?
гя
*
5
X
г.
=1
о
с
S
?
-:
*
о
р
О
Горизонтальное положение
Л/трог = fNR
трог J -1 * * с вм>тр
Вертикальное положение
R,
1
' - /
•у/
' ' / ■
/
' ' ' .
> /.
/' / ''
-V/,
R +R
трог •> 2
а
X «
О. s
S
а
3 §
О- С
' / / / /
::-';//'7
S
4-у
i
I
i
-j-
'v///.
'//У/у
x'yy
MTpor=fNR
Л/трог=0,34/ЛГЯ
Рис. 35. Значение М1р|,г для различных газодинамических опор
(вращается заштрихованная часть опоры)
Коэффициент трения покоя / помимо нагрузки зависит от физико-
механических свойств материала опоры, состояния рабочих поверхностей
(их макро- и микрогео.метрия, чистота очистки, наличие пленок, пор,
3агРязнений и т. п.), температуры, формы опор и площади контакта, среды
Работы (тип газа, давление, чистота) и т.д. Очень сильное влияние на /
Называет износ рабочих поверхностей опоры, происходящий в процессе
запусков. Если в первый момент времени / = /о, а
М,
Отрог
/oiVflrp,
198
Глава 5. Газовая смазка
время, мин
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 ПО
Рис. 36. Изменение коэффициента трения подшипника в процессе работы
(пара трения А1203—А1203, среда — гелий)
то через г запусков / увеличивается до величины / = /,-, а
М<Трог = fiNR^.
Таким образом, увеличение момента трогания от запуска к запуску
целиком зависит от изменения /. Зависимость изменения / от износа
поданным И. В. Крагельского является сложной неоднозначной
корреляционной зависимостью как для различных пар материалов, так и для
разных условий трения. Для пары трения AI2O3— AI1O3, работающей в
условиях непрерывного трения и износа в среде гелия и нагрузке 180 г, эта
зависимость по данным ряда исследователей приведена на рис. 36.
Как видим, характер изменения / от времени износа сходен с
характером изменения М^ы от количества запусков.
Основные конструктивно-технологические факторы, влияющие на
коэффициент трения покоя и на его изменения, а, следовательно, и на
изменения момента трогания, во время работы опор в режиме сухого трения,
следующие:
— материалы трущейся пары, их физико-механические свойства;
— состояние рабочих поверхностей (макро- и микрогеометрия,
поверхностная пористость, степень очистки, наличие пленок, загрязнений
и т.п.);
— удельная нагрузка или контактное давление;
— форма опоры, площадь контакта;
— среда, в которой работает опора, окружающая температура;
— время трения и износа, количество наработанных циклов «пуск —
останов»;
— энергия, расходуемая на сухое трение при «всплытии» и «посадке»
опоры, и равная А = Лвспл + Апж.
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 199
Мощность потерь на сухое трение определится как
N = Мсопр • ш.
Тогда энергия, расходуемая на сухое трение в опорах, будет равна
А =
I
Мсопр • ш dt.
При неработающем двигателе энергия, расходуемая на сухое трение
при «посадке» опоры, естественно, равна кинетической энергии ротора,
имеющей скорость ш = швспл (считаем, что скорости всплытия и посадки
опоры одинаковы)
т, ,2
где J — момент инерции ротора.
Найдем отношение энергий сухого трения при пуске и торможении
гиродвигателя на газодинамических опорах. С учетом реальных
соотношений моментов в электродвигателе это отношение будет иметь следующее
приближенное выражение:
(2-К"зап ~~ ') ~ 2-Кзап(-Кзап —1)1-
ГДе^зап =Мпуск/Мтрог.
Зависимость
-**зап 1
(28)
/(-^зап),
^Ч.спя/2
рассчитанная по упрощенному уравнению (28), показана на рис. 37.
ВСГ1Л 1 ,
•Чспл/2
0,5 -
К к
0 12 3 4 5 6
Рис. 37. Зависимость удельной энергии, расходуемой на сухое трение
при «всплытии» опоры, от кратности моментов при запуске гиродвигателя
200
Глава 5. Газовая смазка
Полученное для реального гиродвигателя выражение (28) является
характерным и для других изделий на газодинамических опорах.
Анализ зависимости
"7 2 То = J(™"'
показывает:
а) Предел отношения ЛВспл/(^дСП;1/2) при АГ,ап -» 1 также стремится
к 1, т.е. в реальных изделиях на газодинамических опорах энергия,
расходуемая на сухое трение при «всплытии» опоры, всегда меньше,
чем при «посадке».
б) Если КуъП > 2, то энергия, затрачиваемая на сухое трение при
«всплытии» опоры, составляет менее 20% от энергии, расходуемой при
«посадке» опоры, и износ опор, в основном, будет определяться режимом
торможения. Теоретические и экспериментальные исследования
показали, что время сухого трения при торможении реального двигателя
в 3-5 раз больше, чем при его пуске (см. рис.38).
в) При изменении Мтрог в процессе запусков Л„спл также меняется.
Для того чтобы не происходило резкого возрастания даже при
сравнительно небольшом увеличении Мтрог, и газовые опоры работали
стабильно, кратность моментов в первом запуске Кзяп = Мпу^/М^^
должна быть не менее 3.
г) Величину Jwlcm/2, равную энергии сухого трения при «посадке»
опоры, можно считать критерием для сравнения работы различных
типов газодинамических опор в режиме сухого трения.
В первом запуске на коэффициент трения покоя /0 наибольшее
влияние оказывают физико-механические свойства материалов трушейся
пары, состояние рабочих поверхностей и удельная нагрузка.
п- 103,
об/мин
24
1
7^\__
<р
t, сек
*,
Рис. 38. Зависимость скорости вращения реального гиродвигателя
на газодинамических опорах от времени в одном цикле «пуск — останов»
5.3. Физические основы работы и расчета газовых опор 201
На изменение / в процессе приработки начинают оказывать влияние
и все остальные условия нагружения (в том числе и энергия, расходуемая
на сухое трение в опорах), форма опор, площадь механического контакта
рабочих поверхностей, среда работы и др.
В зоне установившейся работы в полной мере начинает сказываться
фактор времени, продолжают оказывать влияние и все другие факторы.
Заметим, что контактирование рабочих поверхностей
полусферических опор в горизонтальном положении происходит по двум отдельным
точкам, а в вертикальном — полиции перехода сферической поверхности
в цилиндрическую, что весьма неблагоприятно сказывается на
долговечности опор. С этой точки зрения они явно проигрывают цилиндрическим
подшипникам с плоскими подпятниками, которые контактируют в
горизонтальном положении по линии, а в вертикальном — по кольцевой
площадке.
Масса вращающейся части опор оказывает очень большое влияние
на Мтр0Г как непосредственно через удельную нагрузку и момент
инерции J, так и через скорость «всплытия» шВСШ1, также зависящую от
нагрузки на опору, как будет показано ниже.
Рассмотрим физику перехода работы опор из газодинамического
режима в режим сухого трения.
В режиме торможения при выключенном питании скорость ш
постепенно уменьшается от номинальной до нуля. В процессе остановки
ротора на опоры постоянно действует сила веса G вращающегося ротора,
которая в каждый момент времени уравновешивается соответствующей
ей подъемной силой опоры, удельное значение которой, согласно (18),
определяется выражением
к«~ = w.- (29)
Так как в зоне малых ш(х), как видно из графиков (рис. 23),
подъемная сила падает, то процесс уравновешивания опоры происходит за счет
автоматического возрастания е(и) при ш -» 0.
По кривым Кн = Кц(х) для рассчитанных по приведенным ранее
формулам £rmax и i/max определяем характеристику подшипника (число
Шейнберга) при «всплытии» — х*спл и палее скорость «всплытия» шкпл.
Для цилиндрических подшипников
Хвсп.ч^-' Pa
Для плоских подпятников со спиральными канавками
^Д^вспл"срРа
W»
/Н-^нар -^инутр/
202
Глава 5. Газовая смазка
Так как в области малых чисел Шейнберга х зависимость К.н(х)
приближается к линейной, то при г = етах (у = ^тах) по угловому
коэффициенту этой характеристики a = КНнсая/хкпл скорость всплытия можно
определить сразу.
Для цилиндрических подшипников
и = кНюас2Ра
afiR2
Подставляя (29) и учитывая, что для подшипника S = 2RL, получаем
GC2
w™ = т^Ш.' (30)
Для плоских подпятников со спиральными канавками
и*
Я/ДХ1нар *1&\]утр)
Подставляя (29) и учитывая, что для подпятника S = тт(Я2нлр -ДВнутр),
получаем
2Gh2p
жа/л(п,1тр -Квнутр^
Как видим из (30) и (31), скорость «всплытия» не зависит от давления
окружающей опору газовой среды. Это находится в полном соответствии
с теорией при работе опор в области несжимаемой смазки. Отметим также,
что скорость «всплытия» прямо пропорциональна массе вращающегося
ротора. Поэтому масса ротора непосредственно влияет на износ опор и их
долговечность.
Если пуск и останов осуществляется в разных положениях оси
вращения ротора, то для обеспечения сравнительно одинаковой7) долговечности
опор при всех положениях необходимо добиваться и равенства скоростей
«всплытия» опор как в горизонтальном, так и в вертикальном положениях.
5.4. Особенности проектирования и технологии
изготовления. Материалы, покрытия
Рассмотренные аспекты работы газовых опор позволяют
осуществлять комплексный подход к разработке изделий с опорами на газовой
смазке — к вопросам конструирования и технологии изготовления, к
выбору материалов, покрытий рабочих поверхностей, газовой рабочей среды.
' Для плоских опор можно допустить несколько большую скорость «всплытия», так как
при соприкосновении двух плоскостей площадь контакта увеличивается, значит, уменьша-
5.4. Особенности проектирования и технологии изготовления 203
Так, например, проведенный анализ характеристик различных
типов газодинамических опор при их работе в режиме газодинамического
трения и в режиме сухого трения показал, что наиболее оптимальной
является катушечная схема газовых опор. Явно проигрывают конструкции
с двумя цилиндрическими подшипниками или полусферическими
опорами как вследствие больших монтажных погрешностей ЕД и ухудшения
параметров в номинальном режиме, так и из-за увеличенных скоростей
«всплытия» опоры и, следовательно, худших условий работы в режиме
сухого трения.
В любом случае при проектировании устройств с газовыми опорами
обязателен всесторонний анализ требований к их выходным параметрам
в конкретных условиях работы. Решение должно быть принято не только
с учетом работы в номинальном режиме, но и учитывая надежностные
характеристики опор — безотказность, долговечность, сохраняемость,
ремонтопригодность.
Выбор газовой среды, в которой работают устройства на опорах с
газовой смазкой, также неоднозначен. Если для механизмов с
шарикоподшипниковыми опорами от газовой среды требуются по существу малые
вязкость и плотность и хорошая теплоотдача, а основным критерием
оптимального выбора газа и его давления является величина перегрева
статора, то для изделий с газовыми опорами газовая среда должна быть такой,
чтобы помимо названных были обеспечены необходимые характеристики
газовых подшипников в обоих режимах работы опор.
Основные параметры наиболее часто применяемых газов приведены
в табл.3 и 4.
Так как газовая среда является рабочим телом смазочных зазоров
и оказывает влияние буквально на все характеристики опор, ее выбор
должен быть определен с учетом наиболее значимых параметров изделий.
Влияние газовой среды на работу опор в газодинамическом режиме
становится ясным из анализа уже рассмотренных ранее формул и графиков
для расчета подъемной силы, жесткости, момента трения и угла положения
в опоре. Применение газа с большой вязкостью увеличивает значение
числа Шейнберга и улучшает все параметры опор за исключением момента
трения.
При использовании в качестве рабочей среды «легких» газов —
водорода и гелия — суммарный момент сопротивления вращению оказывается
в 2-5 раз меньше по сравнению с моментом при работе опор в среде воз-
ДУХа и неона.
В то же время применение воздуха и неона в 2-4 раза улучшает такие
характеристики газодинамических опор, как максимальная подъемная
сила и скорость «всплытия».
В номинальном режиме работы рабочие поверхности подшипников
Разделены слоем газовой смазки. Однако даже в газостатических опорах
204
Глава 5. Газовая смазка
нельзя гарантировать отсутствие непосредственного контакта
поверхностей скольжения за все время работы (из-за возможных перегрузок,
потери устойчивости и т. п.). В газодинамических же подшипниках такой
контакт всегда имеет место при пусках и остановках изделий, а также
в случае нештатных ситуаций. Следовательно, часть времени поверхности
газовых опор работают в условиях сухого трения и должны быть
обязательно рассчитаны на такой режим работы.
По сравнению с обычными парами трения работа в режиме сухого
трения газовых опор характеризуется следующими особенностями:
а) малые зазоры и высокая точность формы рабочих поверхностей опор
выдвигают очень жесткие требования к их износу, так как частицы
износа могут быстро привести к увеличению моментатрогания М^^,
ухудшению рабочих характеристик и к заклиниванию;
б) режим сухого трения является нестационарным режимом и протекает
скоротечно, однако он повторяется большое число раз;
в) скорость вращения опоры является переменной, изменяющейся от
нуля до максимального значения, равного скорости «всплытия»;
г) своеобразные геометрические формы опор и своеобразие сочетаний
радиальных и торцевых опор, различные виды коррекции
(микроформы) зазоров, влияющие на износ и момент трения.
Применяемые в газовых опорах материалы отличаются от обычно
рассматриваемых в теории по трению и износу. Они являются
неотъемлемой частью всей конструкции изделия и должны удовлетворять очень
широкому спектру требований, основные из которых приведены в табл. 5.
Таблица 5
Основные требования к материалам газовых опор
№
п/п
1
2
3
Свойства
материалов опор
Конструкционная
прочность
Высокая износостойкость
Низкий коэффициент
трения покоя и его
стабильность
Контролируемые
параметры
Безотказность,
долговечность
Безотказность,
долговечность,
точность
Потребляемая
мощность, точность,
долговечность, вес
и габариты
Примечание
1
Отсутствие поломок
при максимальных
нагрузках
Малый объем и
высокая дисперсность
частиц износа
(не более 1 мкм)
Определяет мощность
двигателя, его вес и
габариты, величину
тепловыделения
5.4. Особенности проектирования и технологии изготовления 205
Продолжение таблицы 5
№
п/п
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
Свойства
материалов опор
Неподверженность
наволакиванию, схватыванию,
в т. ч. при контактах на
рабочих скоростях
Возможность получения
высокой чистоты рабочих
поверхностей
Возможность получения
высокой геометрической
точности рабочих
поверхностей
Размерная и структурная
стабильность во времени
Коррозионная
и эрозионная стойкость
Сохранение свойств в
широком диапазоне
температур и различных средах
Технологичность
получения заготовок
и их обработки
Хорошая
прирабатываемость
Возможность согласования
с другими деталями
конструкции
по коэффициентам
линейного расширения
Хорошая
теплопроводность
Контролируемые
параметры
Безотказность,
долговечность
Точность,
безотказность
Точность,
безотказность
Точность,
долговечность
Безотказность,
долговечность
Точность,
долговечность
Стоимость
Точность,
безотказность
Точность,
безотказность
Точность,
безотказность
Примечание
Шероховатость не хуже
Ra = 0,025 мкм
Нецилиндричность
подшипников
в пределах
0,2-0,7 мкм,
неплоскостность
в пределах 0,3-1 мкм,
точность профилей
в канавках в пределах
0,5-3 мкм
206
Глава 5. Газовая смазка
Окончание таблицы 5
№
п/п
14
15
16
Свойства
материалов опор
Отсутствие
электростатического притяжения на
поверхностях трения
Немагнитность
Регламентированная
газопроницаемость
Контролируемые
параметры
Безотказность,
долговечность
Точность
Точность,
долговечность
Примечание
Необходимо для ряда
изделий
Конкретный выбор материалов деталей газовых подшипников и
технологии их изготовления зависит от условий работы подшипников
(газовая среда, температура, нагрузки, скорости), конструкции и габаритов
изделия, требований по точности при изготовлении и в процессе
эксплуатации.
Условно можно разделить эти перечисленные требования на
предъявляемые к объемным свойствам материалов деталей пары вал — подшипник
и предъявляемые к взаимодействующим при трении поверхностям.
Так, например, прочность, теплопроводность, коэффициент
линейного расширения, размерная и структурная стабильность во времени
предъявляются к объемным свойствам материалов.
В то же время такие требования, как износостойкость и твердость,
коэффициент трения, неподверженность наволакиванию и схватыванию,
возможность получения высокой чистоты и точности рабочих
поверхностей, относятся, в основном, к взаимодействующим при трении
поверхностям.
Анализ показывает, что монолитных материалов, которые
удовлетворяли бы всем перечисленным требованиям к материалам газовых
подшипников, не существует и создать их практически невозможно.
В то же время, исходя из проведенных многочисленных исследований
целого ряда отечественных и зарубежных ученых и накопленного
практического опыта, можно сделать определенные выводы и дать следующие
рекомендации.
1) Для рабочих поверхностей газовых подшипников вследствие
большой точности и чистоты поверхностей наиболее характерно адгезионное
взаимодействие. Поэтому в качестве материалов газовых подшипников
должны выбираться твердые, разнородные по структуре или обладающие
сложной, гексагональной или слоистой структурой материалы. Эти
материалы не должны образовывать между собой прочных адгезионных связей.
5.4. Особенности проектирования и технологии изготовления 207
Приводящих к разрушению в виде глубинного вырывания, царапания, на-
ролакивания или схватывания.
2) Во многих случаях возможно использование материалов,
применяемых в приборных и высоконагруженных шарикоподшипниках, часто
работающих в условиях, аналогичных условиям газовых подшипников.
Не следует применять вязкие нержавеющие и отожженные мягкие стали
без специальных покрытий стеллитом, окисью хрома или другими
износостойкими материалами.
Твердые материалы обеспечивают не только точность изготовления,
но и защиту от случайных повреждений поверхности в период хранения
и сборки подшипников, в случаях возможного попадания абразивных
частиц и пыли, в различных нештатных ситуациях.
Очень твердые материалы дают удовлетворительные результаты при
хорошем качестве поверхности и малых удельных нагрузках (в
газодинамических подшипниках) и оправданы в конструкциях, требующих высокой
точности изготовления, чистоты поверхности и сохранения этих
параметров в процессе эксплуатации (например, в гироскопах). В то же время
необходимо отметить, что подбор материалов по одному такому
параметру, как твердость, недостаточно правомерен. Как показывает практика,
твердость сама по себе не адекватна износостойкости. Твердая окись
алюминия в паре с карбидом вольфрама работает в гироскопических
подшипниках с газовой смазкой значительно лучше, чем керамика на основе
окиси алюминия в одноименном сочетании (см. рис.39).
Карбид бора намного тверже, чем окись алюминия или твердый сплав
на основе карбида вольфрама, но его характеристики при скольжении
менее удовлетворительны.
Для повышения износостойкости керамики на основе окиси
алюминия применяют следующие методы: термообработку, нейтронное
облучение. 39. Изменение момента
тРогания от количества
запусков: 1 — пара трения «окись
элюминия — окись алюминия»;
о
с — пара трения «окись
алюминия — карбид вольфрама
(полусфера)». Условия
эксперимента: крышка и полусфера
■ft = 7,5 мм при вертикаль-
н°й оси вращения и нагрузке
°.05 кг/см2 в среде воздуха
208
Глава 5. Газовая смазка
ние, покрытие поверхностей золотом или окисью алюминия осаждением
из газовой фазы.
3) Для вкладышей газовых подшипников, особенно
крупногабаритных и не требующих очень высокой точности при изготовлении и в
процессе работы, можно применять самосмазывающиеся материалы типа уг-
леграфитовых, графит — дисульфид молибденовых с пропиткой и без
пропитки, спрессованные порошки металлов, содержащие твердые
смазки (бронза — графит, молибден — фторопласт и т. п.).
4) Все материалы с хорошо очищенной поверхностью схватываются
в условиях инертной или восстановительной среды или разреженной
атмосферы как при низких, так и при повышенных температурах. В этих
случаях, особенно для одноименной пары материалов, следует применять
смазочные материалы на основе дисульфида молибдена, фторопласта,
силикатов, керамик, металлических пленок, сульфидов и т.д. При низкой
температуре и кратковременной работе можно успешно применять тонкие
мономолекулярные пленки стеариновой, мелиссиновой, бегеновой
кислот, парафина, мыл и т. п. Жидкие смазки иногда вводятся в виде аэрозоли
в воздух, подаваемый в подшипник (например, в высокоскоростной
турбине бормашин).
Следует помнить, что графит плохо работает в сухой и инертной
средах, а также в разреженной атмосфере, а дисульфид молибдена легко
окисляется на воздухе при повышенных температурах.
5) Для газостатических подшипников можно применять множество
материалов, но наиболее перспективны пористые материалы из
алюминиевых сплавов и нержавеющих сталей. Возможно применение
пластмассовых композитных и металлопластмассовых материалов на основе
фенолформальдегидных, эпоксидных, силиконовых смол в паре с чугуна-
ми и сталями с покрытиями.
6) Для скоростных высокооборотных подшипников при прочих
равных условиях преимущество остается за наиболее легким, однородным
и стабильным материалом.
Среди малых, очень точных газовых подшипников (например, в
гироскопах) наибольшим распространением пользуются изделия из окиси
алюминия. Так как хорошо очищенные поверхности деталей из окиси
алюминия могут схватываться и задираться по причине
неэлектропроводности и возникновения электростатического электричества в процессе
трения, то в некоторых случаях (для относительно невысоких
температур — до 150-200° С) целесообразно смазывать поверхности тонким
граничным монослоем жирных смазок. В этом случае проблема нанесения
тонких мономолекулярных слоев смазок и стабильности свойств и
толщины пленки в процессе эксплуатации приобретает первостепенное значе-
5.4. Особенности проектирования и технологии изготовления 209
г • см
15
10
5-
0 2 4 6 8 10
Рис. 40. Зависимость момента трогания от количества запусков для пары «окись
алюминия — окись алюминия»: 1 — без смазки рабочих поверхностей; 2 — смазка
стеариновой кислотой. Условия эксперимента: крышка и полусфера с R = 7,5 мм
при вертикальной оси вращения и нагрузке 0,025 кг/см2 в среде воздуха
ние. В качестве смазок обычно рекомендуются мелиссиновая, бегеновая
и стеариновая кислоты.
На рис. 40 приведены результаты сравнительных испытаний пары
трения без смазки рабочих поверхностей и со смазкой стеариновой кислотой.
Часто небольшие подшипники прецизионных гироскопов для инер-
циальной навигации изготовляются из бериллия с износостойкими
покрытиями на основе окислов, карбидов, боридов или нитридов.
7) При большой разнице в коэффициентах линейного расширения
сопряженных деталей (например, драфит по стали) вкладыши газового
подшипника должны быть смонтированы в специальной
компенсационной обойме, если не предусмотрено саморегулирование радиального
зазора в зависимости от рабочей температуры.
8) Нанесение на детали опор очень тонких поверхностных слоев
методами химического осаждения из газообразной фазы в вакууме, ионной
бомбардировки или методом термовакуумного распыления с
предварительной ионной очисткой рабочих поверхностей открывает большие
возможности для практического использования бездефектной структуры
материалов в условиях работы высокоточных газовых подшипников.
Как видим, выбор материала для газовых опор является одним из
ключевых моментов разработки изделий. При его решении необходимо учиты-
210
Глава 5. Газовая смазка
вать многочисленные факторы, так или иначе влияющие на работу всего
изделия.
В настоящее время наблюдается тенденция к перемещению центра
тяжести исследований от вопросов чисто газодинамических к материало-
ведческим аспектам создания опор.
Широкое применение подшипников с газовой смазкой требует
развития работ по специальному материаловедению (пористые материалы,
покрытия, композиционные материалы и т.д.).
Наряду с накоплением и использованием опыта подбора материалов
в условиях обычного трения скольжения производство и эксплуатация
газовых подшипников потребовало создания новых, в том числе
композитных материалов и новых методов испытаний.
Развитие этого направления работ приведет к более глубокому
исследованию процессов в поверхностных слоях, созданию новых приборов
для изучения этих процессов в газовых подшипниках.
На основании этих исследований будут разработаны и найдуг
дальнейшее применение новые методы очистки рабочих поверхностей и новые
методы нанесения тонких поверхностных слоев износостойких и
антифрикционных покрытий.
Все эти новые материаловедческие разработки дадут мощный импульс
совершенствованию и развитию газовой смазки.
5.5. Этапы развития газовой смазки.
Дальнейшие перспективы
История газовой смазки берет свое начало с 1854 г., когда Хирн [96],
исследуя свойства различных смазок, выдвинул идею использовать газы
в качестве смазочной среды подшипников скольжения. Через сорок три
года были проведены первые экспериментальные исследования газовых
опор. В 1897 г. Кингсбери [97] провел серию экспериментов с воздушной
смазкой и получил ряд эпюр распределения давления в смазочном слое
подшипника. Первая попытка теоретического исследования газовой
смазки была предпринята в 1913 г. Гаррисоном [95]. Не найдя обших методов
исследования, Гаррисон ограничился приближенным решением
нескольких числовых примеров для подшипника бесконечной длины без учета
газообмена с атмосферой.
Как видим, на протяжении весьма длительного времени
теоретические и экспериментальные исследования опор с газовой смазкой носили
эпизодический характер и выполнялись просто из технического
любопытства, поскольку развитие таких работ еше не стимулировалось
потребностями практики. Начало планомерным исследованиям в области газовых
подшипников в нашей стране и за рубежом было положено в 30-40-х гг.
5.5. Этапы развития газовой смазки 211
прошлого пека в связи, в первую очередь, с необходимостью
существенного повышения точности и надежности изделий приборостроения и
возникшими потребностями точного станкостроения.
Прорывом на этом направлении научно-технического прогресса
стали работы отечественною ученого, доктора технических наук профессора
С. А. Шейнберга. В 1939 г. он создал устройство и получил авторское
свидетельство на одну из первых конструкций гироскопа на газовых опорах |81].
Практическое использование газовой смазки в промышленности началось
после Второй мировой войны. Решающий вклад в теорию и практику
газовой смазки внес С. Л. Шейнберг. В 1949 г. им были сконструированы
и испытаны образцы пяти подшипников, которые имели промышленное
применение |4, 82|. К. этому же времени относится разработка и
исследование С. А. Шейнбергом первого отечественного гиродвигателя на
газодинамических опорах с использованием шарикоподшипников при пуске
и останове. Первые работы по использованию подшипников с газовой
смазкой высветили ряд их достоинств перед другими видами опор и
показали перспективность дальнейших исследований.
С. А. Шейнберг безусловно явился и родоначальником современной
теории газовой смазки. Основы газодинамической теории смазки были
им сформулированы в конце 1940-х - начале 1950-х гг., т.е. к тому
времени, которое можно определить как начало перехода от лабораторных
исследований газовых опор к их опытному изготовлению.
Основополагающей следует считать его работу «Газовая смазка подшипников (теория
и расчет)», опубликованную в 1953 г. АН СССР (83). В работе был
установлен определяющий критерий подобия газодинамических опор скольжения
(характеристика подшипника \ ~~ число Шейнберга) и
проанализированы специфические свойства газовых опор, обусловленные сжимаемостью
газовой смазки. В работе был предложен приближенный метод
предельного решения уравнения Рейнольдса для радиального цилиндрического
подшипника.
Длительный период подшипники, работающие па газовой смазке,
не выходили из стадии эпизодического экспериментирования, а теория
не ушла сколько-нибудь заметно вперед от работ С. А. Шейнберга, так
что подшипники на газовой смазке все едче рассматривались скорее как
технические курьезы, чем как удачное техническое решение.
Однако в период с 1955 по 1959 гг. явно обнаружились существенные
достоинства газовых опор в изделиях, применяемых в ядерной технике,
в некоторых станках для доводочных операций и др. областях техники.
В 1959 г. в столице США г. Вашингтоне был созван Первый
международный симпозиум по газовой смазке. Хотя большинство докладов
на этом симпозиуме носило теоретический характер, но результаты
экспериментов в этой области показали, что подшипники с газовой смазкой
212
Глава 5. Газовая смазка
мотуг найти столь же широкое применение в технике, как и подшипники
на жидкостной смазке и шарикоподшипники.
Действительно, в течение следующего десятилетия опоры с газовой
смазкой стали стремительно распространяться и находить широкое
применение при разработках и практическом использовании большого
количества различных устройств и механизмов, в которых их преимущества
перед другими типами опор проявились наиболее выпукло.
Быстрыми темпами продвигалось применение газовой смазки за
рубежом, особенно в США |55|. Это объяснялось тем, что решения об
использовании газовых опор во многих случаях, особенно в областях новой
техники, становились зачастую единственно оправданными. После
преодоления ряда производственных трудностей, связанных с изготовлением
газовых опор, и достигнутого прогресса в станкостроении и
метрологическом оборудовании, а также создания конструкций опор, не теряюптих
устойчивость в широком диапазоне скоростей и нагрузок, внедрение
газовых опор в промышленность США. Англии и других стран развернулось
широким фронтом, в том числе и в оборонных отраслях техники [55].
Технологические возможности машиностроения позволили с 1960 г. наладить
в США выпуск прецизионных гироприборов с газовыми опорами. Такие
гироскопы были применены на первом американском спутнике Земли.
В тот период все ведущие авиакосмические фирмы США, Англии, ряд
фирм Франции перешли при выпуске своих наиболее точных
гироприборов на газовые опоры, получив при этом существенный (в несколько раз)
выигрыш по точности и надежности своих изделий.
В то же время успехи в практическом использовании опор с газовой
смазкой подогрели интерес к теоретическим вопросам,
продемонстрировали актуальнейшую необходимость форсирования
научно-исследовательских работ по газовой смазке.
Среди зарубежных специалистов заслуживают быть отмеченными
принципиальные работы Бургдорфера [93,94], Гросса [ 14|, Денхарда [17],
Кастелли [31], Като и Сода [32], Малоноски [45].Осмена [49], Пэна [17,46],
Паттерсона [50), Смоллея [71], Фуллера [80], Элрода |31,94| и др.
В нашей стране продолжились работы под руководством С. А. Шейн-
берга в ЭНИМСе [21,84-86]. В короткие сроки были разработаны и
освоены промышленностью конструкции высокоскоростных шпиндельных
узлов, так необходимых для точного станкостроения. К теоретическим
и практическим исследованиям по газовой смазке подключился целый
ряд ученых, исследовательских коллективов. Появились разработки
оригинальных конструкций турбомашин, рахтичных компрессоров, турбоде-
тандеров, насосов и ряда других изделий машиностроения с различными
типами опор на газовой смазке. Газовые опоры начали разрабатываться
в таких областях промышленности, как точное приборостроение,
ракетная техника, гироскопические приборы.
5.5. Этапы развития газовой смазки
213
Часть принципиальных теоретических вопросов нашла свое
отражение в трулах Н. А. Слёзкина [70j, Л. Г.Лойиянского 140, 41], С. В. Пинеги-
на [55], М. В. Коровчинского [34]. Я. М. Котляра [35-37], Л. Г. Степанянца
[40, 75-77], А. П. Семенова ]69]. Высокий уровень этих работ получил
во многих случаях надежные экспериментальные подтверждения.
Интересно заметить, что еще в конце 30-х - начале 40-х гг. прошлого века над
созданием теории газовых опор с наддувом работал известный советский
физик академик П. Л. Капица, исследования которого были прерваны
Великой Отечественной войной.
Большой творческий вклад в развитие теоретических и
экспериментальных работ по газовой смазке на этом этапе внесли отечественные
исследователи Н. Д. Заблоцкий [75,77], А. И. Снопов [72,73], И. Е. Сипен-
ков [77], В.Д.Жедь [21], М.Д. Шишеев [89,90], Г.А.Поспелов [44,64,90],
А.А.Лохматов [42|, А. Н. Брагин [6], С. Г. Кан [87], И.В.Яковлев [92],
В.А.Максимов [44], А.В.Емельянов [19], Г.А.Завьялов [5],
С.А.Харламов [46], В.П.Петров [56), Г. А. Лучин 174], В. А. Биушкин [5], С. Г.Дада-
ев [5], Ю. В. Пешти [54], А. И. Тарабрин [3] и др.
В 1966 г. в нашей стране вышла первая книга по газовым опорам [63],
написанная группой ведущих английских специалистов. Русский перевод
был осуществлен под ред. С.А.Харламова. В книге, носящей во многом
обзорный характер, рассмотрены теоретические вопросы расчета и
проектирования, а также даны практические рекомендации по изготовлению
газовых опор.
О масштабе проводимых в то время исследований по газовой смазке
наглядное представление дает «Библиографический указатель
отечественной и иностранной литературы за 1960-1967 гг.» под редакцией С. А. Шейн-
берга. Среди опубликованных только в открытой печати 549 работ. Список
всех работ, включая закрытые, был бы шире, наверное, в несколько раз.
Дальнейшее развитие теории и практики газовой смазки в нашей
стране стало сдерживаться из-за слабой координации работ в этой
области, недостаточно интенсивной взаимной информации и обмена
практическим опытом. Назрела необходимость и появились условия для
проведения Всесоюзного координационного совещания по газовой смазке
с Целью ускорения прогресса в развитии и практическом внедрении опор
с газовой смазкой. В феврале 1968 гг. 1-е Всесоюзное совещание по
газовой смазке с широким привлечением специалистов различных отрас-
леи машиностроения и высших учебных заведений состоялось в Москве
в Институте машиноведения (ИМАШ) иод методическим руководством
Научного Совета по трению и смазкам АН СССР.
Цели совещания — взаимное ознакомление участников с состоянием
Сследовательских работ по газовой смазке, предоставление возможностей
я личного контакта, выявление новых главных задач в этой области,
214
Глава 5. Газовая смазка
возможность координации программ действий теоретиков и практиков.
Основные доклады были опубликованы в сборнике |11].
С 1968 г. прогресс дальнейшего развития теоретических и
практических исследований в области газовой смазки продолжился с еше большей
интенсивностью как в нашей стране, так и за рубежом. В частности, в
середине 1968 г. в США (г. Лас-Вегас) состоялся Второй международный
симпозиум но газовой смазке [55]. Симпозиум подвел итоги этапа
активного накопления знаний о газовой смазке и определения ее возможностей,
наметил дальнейшие направления работ в области теории и практики.
Интересно проследить за развитием работ по газовой смазке за
четырехлетний период с 1968 по 1971 гг. В выпущенном под редакцией
С. В. Пинегина указателе литературы по материалам, опубликованным
лишь в открытой печати, более 300 наименований отечественных и
зарубежных авторов. Среди стран, имеющих в тот период патенты или
изобретения по опорам с газовой смазкой, помимо США, Англии, СССР
и Франции такие государства, как Австрия, ГДР, Канада, ФРГ,
Чехословакия, Швеция, Швейцария, Япония.
В мировой и отечественной практике расширились тематика работ
по газовой смазке и круг исследований и исследовательских коллективов.
Начался переход к углублению и осмысливанию накопленных знаний
и воплощению всего опыта в широкую промышленную практику.
В 1969 г. в нашей стране вышла из печати первая отечественная
книга по газовой смазке С. А. Шейнберга, В. П. Жедя, М.Д. Шишеева [88|,
в которой в развернутом виде представлены теоретические аспекты
развития газовых опор и практические результаты выполненных разработок
различных устройств, особенности технологии их изготовления и сборки.
Обратила на себя внимание исследователей переведенная на
русский язык под редакцией М. В. Коровчинского монография
румынского ученого В. Н. Константинеску [33], стажировавшегося в лаборатории
С. А. Шейнберга. В монографии обобщены теоретические исследования
как газодинамических, так и газостатических опор, в стационарном и
нестационарном режимах их работы.
Этот же период ознаменовался созданием секции газовой смазки
в составе Научного Совета по трению и износу АН СССР, возглавляемого
академиком А. Ю. Ишлинским, которая сыграла значительную роль в деле
организации научных исследований, координации направлений научно-
исследовательских работ и обмене практическим опытом.
К 1972 г. разработка теории, конструкций и условий применения опор
на газовой смазке существенно ускорились, как за рубежом, так и в
отечественной промышленности. Был успешно решен ряд теоретических задач
в области определения несущей способности и устойчивости
подшипников разнообразных конструкций. Расширился диапазон применения
газовой смазки в различных машинах и приборах. Значительные успехи были
5.5. Этапы развития газовой смазки
215
достигнуты в развитии технологии тонких покрытий рабочих
поверхностей подшипников. В соответствии с этим расширилось практическое
применение опор с газовой смазкой в производственном, специальном и
научном оборудовании. В частности, в станкостроительной промышленности
была разработана серия шлифовальных шпинделей на газовой смазке и
создано несколько конструкций станков с перемещением бабок на
воздушной подушке: в приборостроительной промышленности на газовую смазку
были переведены столы и направляющие приборов. Созданы новые
конструкции гироскопов с опорами на газовой смазке. Успешно начали
работать сферические воздушные подпятники астрономических установок.
В области криогенного машиностроения стали внедряться турбомашины
со смазкой подшипников фреоном. Был освоен турбосепаратор
природного газа с весом ротора 1200 кг и начали проектироваться турбомашины
с воздушной смазкой подшипников с весом роторов в несколько тонн.
В мае 1972 г. в Москве состоялось 2-е Всесоюзное совещание по
газовой смазке. Совещание подытожило развитие работ по газовым
подшипникам за прошедшее пятилетие. В докладах на этом совещании нашли
наглядное отражение достигнутые в нашей стране успехи [65]. Продолжились
начатые ранее и появились новые теоретические работы С. А. Шейнберга,
В. П. Жедя, П. Д. Заблоцкого, А. И. Снопова, И. Е. Сипенкова, А. А. Лох-
матова, Г.А.Завьялова, В. Н. Дроздовича, А.В.Емельянова, Г.А.Левиной,
В. А. Биушкина, С. Г. Дадаева, В. Г. Шустер, Ю. В. Пешти и др.,
затрагивающие как обшие вопросы теории газовой смазки, так и вопросы
устойчивости и колебаний газовых подшипников.
Значительный интерес представляли экспериментальные
исследования и результаты проектирования опор с газовой смазкой,
выполненные рядом исследователей: А. Н. Брагиным, Г. А. Поспеловым, С. Г. Каном,
А.М.Антоновым, Г.А.Лучиным, Ю.Б.Табачниковым, А. И.Тарабриным,
В. А. Максимовым, А. Ш. Кобулашвили и многими другими. Большинство
из этих наработок было успешно внедрено в серийное производство.
Повышенного внимания удостоились проводившиеся в ИМАШ мате-
риаловедческие работы по материалам и покрытиям рабочих поверхностей
газовых опор, выполненные С. В. Пинегиным, В. П. Петровым, А. П.
Семеновым, В. М. Гудченко, А. И. Григоровым, имеющие большую
практическую ценность и востребованность разработчиками газовых опор.
Отметим, что последующее десятилетие — семидесятые годы XX в. —
По существу стали годами повсеместного серийного внедрения газовых опор
в Промышленную практику во всем мире, в том числе и в нашей стране.
Особенно большой прогресс произошел в станкостроении.
Разработанные в ЭНИМСе под руководством В. П. Жедя, С. А. Шейнберга
и М.Д. Шишеева внутришлифовадьные и сверлильные шпиндели стали
Производиться крупносерийно, наладилось производство плоских
направляющих.
216
Глава 5. Газовая смазка
Стали обычной промышленной практикой турбины, компрессоры
насосы, турбодетанлеры, измерительные приборы, опоры которых
работают на газовой смазке.
Значительный прогресс произошел во внедрении газовых опор в
гироскопической технике в авиационной промышленности. В частности,
коллективом под руководством С. Г. Кана впервые в нашей стране
газовые подшипники для гироскопов были внедрены в серийное производство
и дали большой технический эффект, увеличив точность и долговечность
гироскопов в десятки раз (12, 24, 25|.
Продолжались плодотворные теоретические и экспериментальные
исследования опор с газовой смазкой, материалов опор и покрытий их
рабочих поверхностей. Можно отметить выход из печати в этот
период книги В. Н.Дроздовича «Газодинамические подшипники» [18],
второго издания книги «Опоры скольжения с газовой смазкой» под
редакцией С. А. Шейнберга (авторы С. А. Шейнберг, В. П.Жедь, М.Д. Шишеев,
В. С. Баласаньян, Н. Д. Заблоцкий) [48], книги «Газодинамические
подпятники со спиральными канавками» авторов С. В. Пинегина, А. В.
Емельянова, Ю.Б.Табачникова [59].
Технологические вопросы изготовления опор, выбор материалов и
обработки рабочих поверхностей наиболее полное отражение нашли в
работах С. В. Пинегина |51,56-58], В.П.Петрова [51,56,58], В. М. Гудченко
[57,58,65], А. П.Семенова [13,65], А. И. Григорова [13,65].
Активная работа по развитию в нашей стране газовых опор
продолжалась с 60-х по 90-е гг. прошлого века. Было проведено более двадцати
Всесоюзных конференций, региональных и отраслевых совещаний и
семинаров в Москве, Санкт-Петербурге, Челябинске, Виннице, Ростове-на-
Дону, Новороссийске, Каунасе, Свердловске, Пушкине [10,23,47,66,79].
На них рассматривались общие вопросы теории и проектирования, а
также специальные вопросы применения газовых опор в станкостроении,
измерительной технике, турбостроении, приборостроении, гироскопии.
Расширился как круг задач, которые решались при разработке изделий
на подшипниках с газовой смазкой, так и круг исследователей.
Специалисты по газовой смазке приняли активное участие в организованной АН
СССР Международной научной конференции «Трение, износ и
смазочные материалы», прошедшей в Ташкенте в 1985 г.
В эти годы продолжили активно работать члены секции «Газовая
смазка» при АН СССР, теоретики и практики, разработчики изделий на
газовых подшипниках: Г. Г. Агишев [1,2, 10, 47, 66, 79], В. Г. Безродный
[10,23,47,79], А. И. Белоусов [47,79], В. А. Биушкин [10,47,79], А. Н. Бра-
гин [7,8,10,23,47,62,66,79|. С. Г. Дадаев [10.15.16,23,47,79], А. В.
Емельянов [10,20,23], Н. Д. Заблоцкий 110, 22,23], С. Г. Кан [10,23,26-30,47,79].
А. Ш. Кобулашвили [10,23], М.В.Левина [10,39,47,66,79], Г. А.
Лучин [10,23,43,47,66,74], Г. А. Максимов [10,23,47,79], В. П. Петров [10,23,
5.5. Этапы развития газовой смазки
217
43,52,53,61,62], Ю. В. Пешти [10,23), С. В. Пинегин |23, 52, 53, 60-62],
f;д. Поспелов [10,23,79], А. П. Семенов |5|, А. И. Снопов 110,23,47,66,74],
д И.Тарабрин [3,10,23,47.66], М. К. Усков [23.79|, С. Н. Шатохин [10,23,
47,66,79], В. П. Шидловский [10, 23. 47|, И. Л. Шишкин 110, 23, 47, 61 ],
д. Г. Шнайдер [ 10, 23, 47], И.В.Яковлев [10,23.47], Н. F.. Захарова 110, 23.
47,66,67,79]. А. А. Лохматов [2,10,23,79], А. В. Орлов [23.61,62], И. К. Пче-
ли'н [23,47], Ю.А. Равикович 110,47,66,67], С. И.Сигачев |8, 10,47,66,79],
И. Е. Сипенков 110, 22, 23, 47. 60], Ю.Б.Табачников [10.23,60] и многие
другие.
Интересно отметить, что еше более расширилась номенклатура
изделий на газовой смазке и области их применения: лепестковые опоры
для высокоскоростных турбомашин и турбодетанлеров, газомагнитные
мотор-подшипники в текстильном машиностроении, инклинометриче-
ские устройства для пространственной ориентации скважин,
разнообразный пневмоинструмент, прецизионные стенды для испытаний различных
устройств, долговечные и экологически чистые турбомашины для
автономных электростанций, направляющие для проката заготовок в
металлургической промышленности, турбохолодильники для подводных
установок и т. д., и т. п.
Коллективы разработчиков и исследователей газовых опор появились
в таких городах нашей страны, не считая традиционных Москвы и Санкт-
Петербурга, как Минск, Николаев, Ростов-на-Дону, Воронеж, Винница,
Владивосток, Челябинск, Киев, Калуга, Самара, Каунас. Красноярск,
Казань, Комсомольск-на-Амуре, Пермь, Азов, Владимир, Омск, Тольятти,
Севастополь, Уфа, Херсон, Харьков.
Во многих работах появились аналитические материалы по
систематизации и классификации газовых опор, по их нормализации и унификации,
по прогнозированию дальнейшего развития газовой смазки [10,47,66.91].
В выпущенном И МАШ «Кратком перечне патентно-технической
литературы по опорам с газовой смазкой (1976-1988)» показано, что
количество работ по газовой смазке продолжало нарастать у нас в стране
и за рубежом. Непрерывно растет число патентов в области газовой
смазки. К примеру, к 1990 г. по сравнению с 1980 г. оно практически удвоилось.
Доля от общего числа патентов США и Великобритании составляет 47%,
Доля России 12%. По темпам прироста новых изобретений на первом
месте стоит Япония, которая за тот же период увеличила их более чем в 3 раза.
К настоящему времени разработки машин, механизмов и приборов
На газовых опорах ведут по ориентировочным опенкам более 1000
крупных фирм и предприятий. По-прежнему основными отраслями внедрения
^зовых опор являются станкостроение, энергомашиностроение,
авиационная и космическая техника, приборостроение. Однако внутри этих
отраслей имеются новые направления их применения. В станкостроении
Наряду с высокоточными шлифовальными и сверлильными шпинделями
218
Глава 5. Газовая смазка
на газовых опорах общего применения все более намечается тенденция
к созданию узкоспециализированных высокоточных станков. Сюда
следует отнести создание большого класса станков с ЧПУ для обработки
печатных плат радиоэлектронной аппаратуры с числом одновременно
работающих шпинделей, доходящим до 24, с производительностью до 600
отверстий в минуту при минимальном диаметре последних до 0,1 мм.
Фирма «Мекэникл Пластик» (Швейцария) создала микростанки для изделий
точной механики, способные сверлить отверстия диаметром до 0,05 мм.
В Японии ряд фирм ведет разработку ультрапрецизионных станков для
обработки деталей современной оптической, лазерной и информационной
техники. Сюда относятся станки для изготовления точных сферических
поверхностей и точных призм фирм «Тошиба», «Кэннон», «Сейко-Сэнки»
и др. Эти станки обеспечивают точность вращения оси в пределах 0,02
микрон, точность позиционирования 0,01 мм, точность изготовления
углов призм 5 секунд. Применяемые в них газостатические опоры и
направляющие обеспечивают радиальную жесткость до 80 Н/микрон, осевую —
до 60 Н/микрон и опорную жесткость направляющих до 1000 Н/микрон
при давлении воздуха 500 кПа. К этому направлению можно отнести
и выпуск большого количества разнообразного пневмоинструмента в
нашей стране.
В области энергомашиностроения применение газовых опор идет
в атомном машиностроении, в энергетике, системах глубокого охлаждения
и кондиционирования и других установках. В США выпуск таких
энергомашин уже превысил 5000 единиц в год. Новым направлением здесь
является применение энергомашин на газовых опорах и установках,
использующих альтернативные (нетрадиционные) источники энергии, такие как
энергия Солнца, морских волн, ветра, биогаза, водородного топлива,
геотермальных источников. Примером может служить разработанная в США
космическая станция, использующая энергию Солнца для привода двух
турбогенераторов мощностью по 25 кВт каждый, работающих на газовых
опорах. Интенсивно разрабатываются океанические и океанологические
электростанции, использующие химические, ядерные источники и тепло
моря. Только за последние 10 лет США изготовили и установили вдоль
морского побережья 1800 электростанний-буев, оснащенных
микротурбинами с газовыми опорами, использующими преобразованную энергию
морских волн. В Японии несколько лет успешно действуют аналогичные
морские станции мощностью до 300 кВт.
Но особенно многообещающим считается направление развития
автомобильного моторостроения с высокотемпературной керамикой и
опорами на газовой смазке. В настоящее время эти двигатели
разрабатывают такие известные фирмы, как «Дженерал Моторс» (США), «Тойота» и
«Хонда» (Япония), «Фольксваген» (Германия) и ряд других фирм Западной
5.5. Этапы развития газовой смазки 219
£Вропы. Здесь исследования ведутся как по пути создания поршневых, так
и турбинных двигателей с газовыми опорами.
В области приборостроения применение газовых опор развивается
По трем основным направлениям. Это тихоходные, но высокоточные
измерительные машины и установки, куда относятся динамометры, про-
филометры, угломеры, моментомеры, комплексные измерительные
машины, высокоточные координатные столы и др. Выпуском этих
приборов и устройств занимается ряд предприятий в нашей стране. За
рубежом этим заняты такие известные фирмы как «Тэйлор», «Фидэрал»
(США), «НТН Тоебэаринг», «Эйршпиндл», «Эирлслайд» (Япония), «ИБМ»
(США), «Филлипс» (Нидерланды) и др.
Японские фирмы освоили выпуск высокоточных линейных
электродвигателей и высокоточных типовых узлов, обеспечивающих
перемещение деталей с точностью до 0,1 микрона и угловой поворот с точностью
до 0,015 секунд, ими также освоен выпуск высокоточных передач типа
«винт — гайка» с газовой смазкой. На базе таких унифицированных узлов
эти фирмы начали и продолжают широкий выпуск особоточной
информационной техники с лазерной и цифровой записью, включая лазерные
интерферометры, лазерные видеомагнитофоны.
Третьим направлением в использовании газовых опор в
приборостроении становится создание ряда скоростных машин и устройств,
обладающих наряду с повышенной точностью вращения высокой надежностью
работы в различных сложных условиях. Сюда относятся генераторы
звука и ультразвука, скоростные кинофотокамеры, смесители и распылители
газов и жидкостей, суперцентрифуги и центрифуги для испытаний.
В нашей стране и за рубежом продолжается выпуск на опорах с
газовой смазкой сверхпрецизионных гироскопических приборов,
обладающих повышенной безотказностью и большой долговечностью и
находящих применение в автономных инерциальных системах, высокоточных
инклинометрах для обеспечения пространственной ориентации при
прохождении скважин.
К этой области техники следует отнести приводы для приборов
инфракрасного излучения и лазерного сканирующего луча. В нашей стране
разработаны и выпускаются газостатические «мотор-подшипники»,
совместившие в себе газовый и магнитный принципы и находящие
применение в целом ряде машин текстильного и приборного машиностроения.
В США микротурбопривод на газовых опорах нашел свое применение
в приборах, работающих на принципе ядерно-магнитного резонанса, в
нашей стране, во Франции и ряде других стран в приборах и установках для
создания высоковакуумной техники.
В целом перспективы развития машин, механизмов, различных
устройств и приборов с опорами на газовой смазке огромны. Ожидается, что
их выпуск в мире к 2010 г. превысит 2 млн изделий в год.
220
Глава 5. Газовая смазка
Список литературы
1. Агишев Г. Г. Методы исследования динамики газовых опор // Газовая смазка
в машинах и приборах. М., 1989.
2. Агишев Г. Г., Лохматое А. А., Медведев В. В. Газостатические опоры с гибкими
опорными поверхностями // Газовая смазка в машинах и приборах. М., 1989.
3. Антонов А. М.. Тарабрин А. И.. Горбов В. М. Анализ основных характеристик
газостатических подшипников с самоустанавливаюшимися вкладышами //
Проблемы развития газовой смазки. М.: Наука, 1972. Ч. II.
4. Артоболевский И. //., Шейнберг С. А. Скоростные опоры скольжения с
воздушной смазкой // Вестник машиностроения. 1950. №8.
5. Биушкин В. А., Дадаев С. Г., Завьялов Г. А. Исследование подвеса в опорах
с колеблющимися стенками на подвижном основании // Проблемы развития
газовой смазки. М.: Наука, 1972. 4.1.
6. Брагин А. Н., Панфилов Е. А. Высокоскоростные подшипники скольжения
с газовой смазкой. М.: НИИавтопром, 1966.
7. Брагин А. Н. К возникновению неустойчивости ротора в газовых опорах //
Газовая смазка в машинах и приборах. М., 1989.
8. Брагин А. Н., Сигачев С. И. Исследование динамических процессов в
роторной системе с упругодемпферными опорами метолом электромеханической
аналогии // Проектирование и технология изготовления газовых опор
экологически чистых машин. М., 1991.
9. Воронин Н. А., Семенов А. П. Смазочные покрытия газодинамических
подшипников. М.: Наука, 1981.
10. Газовая смазка в машинах и приборах. Сб. Тезисы докладов на
Всесоюзном научно-координационном совещании 18-20 сентября 1989 г. Ростов-на-
Дону— Новороссийск. М, 1989.
11. Газовая смазка подшипников // Сб. Доклады на совещании по газовой смазке
подшипников 12-14 февраля 1968 г. М., 1968. Ч. 1-2.
12. Голосов Л. В., Кан С. Г., Севодин Е. П., Яковлев И. В. Экспериментальное
определение характеристик полусферических аэродинамических опор //
Приложение к журналу «Авиационная промышленность». 1972. №3.
13. Григоров А. И., Семенов А. П. Обработка газовых подшипников с применением
ионного распыления. М.: Наука, 1976.
14. Гросс. Исследование блуждания радиальных подшипников скольжения с
внешним нагнетанием воздушной смазки // Труды американского общества
инженеров-механиков «Техническая механика». 1962. № 1.
15. Дадаев С. Г. Нестационарные модели газодинамических подшипников со
спиральными канавками. Челябинск: ЧГТУ, 1996. Ч. 1.
16. Дадаев С. Г. Нестационарные модели газодинамических подшипников со
спиральными канавками. Челябинск: ЮУрГУ, 2000. 4.2.
17. Денхард, Пэн. Применение подшипников с газовой смазкой в приборах //
Проблемы трения и смазки. 1968. №4.
18. Дроздович В. Н. Газодинамические подшипники. Л.: Машиностроение, 1976.
Список литературы
221
19. Емельянов А. В., Емельянова Л. С. Теория газового подшипника со
спиральными канавками, учитывающая эффекты скольжения и местной сжимаемости //
Изв. АН СССР. МЖГ. 1971. №5.
20. Емельянов А. В. Нелинейная теория, расчет и оптимизация газовых
подшипников с анизотропной геометрией // Трение, износ и смазочные материалы.
Труды международной научной конференции. Т. 3. Ч. 1. Ташкент: ФАН, 1985.
21. Жедь В. П.. Шейнберг С. А, Скачкообразное увеличение силы контактного
трения при перегрузке подшипника с газовой смазкой // Станки и инструмент.
1966. №9.
22. Заблоцкий И. Д., Сипенков И. Е. Анализ двух основных допущении
классической теории газовой смазки // Трение, износ и смазочные материалы. Труды
международной научной конференции. Т. 3. Ч. I. Ташкент: ФАН, 1985.
23. Исследование и применение опор скольжения с газовой смазкой // Тезисы
докладов на Всесоюзном координационном совещании в Виннице 12-14 мая
1983 г. Винница, 1983.
24. Кан С. Г. Особенности расчета аэродинамических опор гиродвигателей //
Проблемы развития газовой смазки. М.: Наука. 1972. Ч.Н.
25. Кан С. Г.. Севодин Е. П.. Яковлев И. В. Влияние технологических факторов
на характеристики аэродинамических опор // Приложение к журналу
«Авиационная промышленность». 1972. №3.
26. Кан С. Г. Расчет параметров аэродинамической опоры с учетом работы пары
упорных подпятников // Исследование и применение опор скольжения с
газовой смазкой. Винница, 1983.
27. Кан С. Г. Некоторые вопросы проектирования приборных аэродинамических
подшипников // Трение и смазка в машинах. Челябинск, 1983. 4.1.
28. Кан С. Г.. Кан Э. М. Время разгона и торможения гиродвигателей на
газодинамических опорах // Электромеханика гироскопических устройств.
Межведомственный сбордгик трудов. №80. М., 1985.
29. Кан С. Г. Некоторые особенности работы приборных газодинамических опор
в режиме сухого трения // Газовая смазка в машинах if приборах. М.. 1989.
30. Кан С. Г. О надежности работы прецизионных приборов с
газодинамическими опорами // Надежность роторных систем с опорами на газовой смазке.
М., 1990.
31. Кастелли, Элрод. Решение задачи об устойчивости 360-градусных
самогенерирующихся подшипников с газовой смазкой // «Теоретические основы
инженерных расчетов». 1965 №3.
32. Като, Сода. Теоретические исследования радиальных подшипников
скольжения с газовой смазкой // Труды американского общества
инженеров-механиков «Техническая механика». 1962. № 1.
33. Константинеску В. Н. Газовая смазка. М.: Машиностроение, 1968.
34. Коровчинский М. В. Теоретические основы работы подшипников скольжения.
М.: Маиггиз, 1959.
35. Котляр Л. М. К теории воздушных подвесов сферического типа // Изв. АН
СССР. Механика и машиностроение. 1959. №6.
36. Котляр Л. М. Об аппроксимации уравнения Рейно.тьдса //Доклады АН СССР.
1960. Т. 130. №1.
222
Глава 5. Газовая смазка
37. Котляр Л. М. Асимптотические решения уравнения Рейпольлса // Механика
жидкости и газа. 1467. № I.
38. Крагельскии И. В. Трение и износ. М: Машиностроение, 1968.
39. Левина Г. А., Гладкова И. А. Расчет статических упругих характеристик
лепесткового полпятника // Газовая смазка в машинах и приборах. М., 1989.
40. Лойцянскии Л. Г.. Степанянц Л. Г. Гидродинамическая теория сферического
подвеса // Труды ЛПИ. 1958. № 198.
41. Лойцянскии Л. Г. Механика жидкости и газа. Физматгиз, 1959.
42. Лохматое А. А. О работе газодинамических подшипников в различных газовых
средах// Центробежные компрессорные машины. Машиностроение. 1966.
43. Лучин Г. А., Петров В. П. Основные направления совершенствования
конструкций и повышения надежности газовых подшипников турбомашин //
Газовая смазка в машинах и приборах. УЛ.. 1989.
44. Максимов В.А., Поспелов ГА., Репин В.А. Приближенное решение
пространственной задачи газодинамического подшипника // Газовая смазка
подшипников. М., 1968. 4.1.
45. Малоноски, Пэн. Статические и динамические характеристики упорного
подшипника со спиральными канавками // Теоретические основы инженерных
расчетов. 1965. № 3.
46. Мостовенко П. П.. Уткин В. И., Харламов С. А. Некоторые методы и
результаты в теории газовой смазки // Подшипники с газовой смазкой / Под ред.
Н. С. Грэссема и Дж. У. Пауэлла, М.: Мир, 1966.
47. Надежность роторных систем с опорами на дазодюй смазке // Тезисы
докладов — школа-семинар 1-5 октября 1990 г. в г. Новороссийск. М., 1990.
48. Опоры скольжения с газовой смазкой / Пол ред. С. А. Шейнберга. 2-е изд.,
перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1979.
49. Осмен. Теория устойчивости ph-линеаризованного приближения для
переносного получастотного блуждания вала в длинных самогенерирующихся
подшипниках с газовой смазкой // Техническая механика. 1963. №4.
50. Паттерсон. Обзор достижений в разработке гироскопов с газовыми
подшипниками в Великобритании // Проблемы трения и смазки. 1968. №4.
51. Петров В. П., ПинегинС. В., Бугайскии И. И. Экспериментальное исследование
газодинамических подшипников в режиме пуска // Вестник
машиностроения. 1979. №4.
52. Петров В. П., Пинегин С. В. Экспериментальное исследование процесса
формирования несущего дазового слоя газодинамического подшипника при
работе его в газовых средах различной плотности и состава // Второй Всесоюзный
съезд по теории машин и механизмов. 4.2. Киев: Наукова думка, 1982.
53. Петров В. П., Пинегин С. В. Методы исследования антифрикционных свойств
материалов применительно к условиям работы подшипников с газовой
смазкой // Исследование и применение опор скольжения с газовой смазкой.
Винница, 1983.
54. Пешти Ю. В. Метол учета реальности течения газа при расчете давления газа
в зазоре сопел радиальных подшипников скольжения с газовой смазкой //
Проблемы развития газовой смазки. М.: Наука. 1972. 4.1.
Список литературы
223
55. Пинегин С. В.. Коров чине кий М. В.. Жедь В. П. Международный симпозиум
по газовой смазке (Отчет о научной командировке в США). М.: ИМАШ, 1968.
56. Пинегин С. В., Петров В. П. Испытание газодинамических подшипников в
период пуска и остановки // Проблемы развития газовой смазки. М.: Наука,
1972. Ч. II.
57. Пинегин С. В.. Гудченко В. М. Материмы опор с газовой смазкой. М.: ИМАШ,
1972.
58. Пинегин С. В., Петров В. П., Гудченко В. М. Исследование материалов для
подшипников с газовой смазкой. М.: Наука. 1975.
59. Пинегин С. В., Емельянов А. В., Табачников Ю. Б. Газодинамические
подпятники со спиральными канавками. М.: Наука, 1977.
60. Пинегин С. В., Табачников Ю. В., Сипенков И. Е. Статические и динамические
характеристики газостатических опор. М.: Наука, 1982.
61. Пинегин С. В., Орлов А. В., Петров В. П. Возможность повышения
работоспособности высокоскоростных опор путем совмещения газовых подшипников
с подшипниками качения // Вестник машиностроения. 1983. №3.
62. Пинегин С. В.. Брагин А. //., Орлов А. В., Петров В. П. Комбинированные
опорные узлы с газовыми подшипниками // Трение, износ и смазочные
материалы. Труды международной научной конференции. Т. 3. Ч. 1. Ташкент: ФАН,
1985.
63. Подшипники с газовой смазкой / Под ред. Н. С. Грэссема, Дж. У. Пауэлла.
Пер. с англ. под ред. С.А.Харламова. М.: Мир, 1966.
64. Поспелов Г. А. Исследование устойчивости равновесного положения жесткого
ротора в аэродинамических подшипниках // Новые работы по смазке в
машинах. М.: Изд. АН СССР. 1964.
65. Проблемы развития газовой смазки // Доклады на Всесоюзном
координационном совещании 29-31 мая 1972 г. М.: Наука. 1972 (в двух частях).
66. Проектирование и технология изготовления газовых опор экологически
чистых машин // Тезисы докладов — шкода-семинар 9-14 сентября 1991 г.
в г.Ростов-на-Дону. УЛ., 1991.
67. Равикович Ю.А., Ермилов Ю. И., Захарова Н. Е. Разработка лепестковых
газодинамических опор для высокоскоростных малоразмерных турбомашин //
Газовая смазка в машинах и приборах. М., 1989.
68. Рейнольде О. Гидродинамическая теория смазки и ее применение к опытам
Тоуэра // Гидродинамическая теория смазки / Под ред. акад. Лейбензона. Л.:
Гостехиздат, 1934.
69. Семенов А. П. Схватывание металлов. М.: Машгиз, 1958.
70. Слезкин И. А. Динамика вязкой несжимаемой жидкости. М.: Гостехиздат, 1955.
71. Смоллей. Статические и динамические характеристики газового радиально-
упорного подшипника со спиральными канавками при давлении шипа в
осевом направлении // Труды американского общества инженеров-механиков.
Проблемы трения и смазки. 1969. № 1.
72. Снопов А. И. Плоская задача гидродинамической теории газовой смазки //
Изв. АН СССР. Механика и машиностроение. 1959. №5.
224
Глава 5. Газовая смазка
73. Снопов А. И. Учет теплообмена в плоской задаче о газовой смазке // Изв. АН
СССР. Механика и машиностроение. I960. №4.
74. Снопов А. И., Лучин Г. А., Иванов А. Н. Исследование влияния размеров
питателей и их расположения на характеристики газостагических подшипников
с дискретным наддувом // Трение, износ и смазочные материалы. Труды
международной научной конференции. Т. 3. Ч. I. Ташкент: ФАН, 1985.
75. Степанянц Л. Г., Заблоцкий Н.Д. О некоторых возможных упрощениях
уравнения Рейнольдса газовой смазки // Труды ЛПИ. 1965. № 248.
76. Степанянц Л. Г. Некоторые методы газодинамической теории смазки //
Труды ЛПИ. 1967. №280.
77. Степанянц Л. Г., Заблоцкии Н.Д., Сипенков И. Е. Методы решения задач
газовой смазки с наддувом // Газовая смазка подшипников. М., 1968. Ч. I.
78. Трение, износ и смазочные материалы // Труды международной научной
конференции, Ташкент 22-26 мая 1985 г. Т. 3. Ч. 1. Ташкент: ФАН, 1985.
79. Трение и смазка в машинах // Тезисы докладов Всесоюзной конференции,
сентябрь 1983. Челябинск, 1983. 4.1.
80. Фуллер. Состояние работ в области расчета самогенерируюшихся
подшипников с газовой смазкой // Проблемы трения и смазки. 1969. № 1.
81. Шейнберг С. А. Гироскоп, вращающийся на воздушной подушке. Авт
свидетельство №63095, ют. 42 с 35/10. Заявлено 2.03.1939.
82. Шейнберг С. А. Экспериментальное исследование аэродинамических опор
скольжения // Трение и износ в машинах. М.: Изд. АН СССР, 1950. Вып. VI.
83. Шейнберг С. А. Газовая смазка подшипников скольжения (теория и расчет) //
Трение и износ в машинах. М.: Изд. АН СССР, 1953. Вып. VIII.
84. Шейнберг С. А., Харитонов А. М. Аэродинамические опоры для
высокоскоростных двигателей и турбин // Вестник машиностроения. 1958. №9.
85. Шейнберг С А., Шустер В. Г. Виброустойчивый пористый аэростатический
подшипник// Станки и инструмент. 1960. № 11.
86. Шейнберг С.А. Полускоростной вихрь в аэродинамических подшипниках//
Станки и инструмент. 1965. №2.
87. Шейнберг С. А., Кап С. Р., Баранов И. А. О жесткостных характеристиках ги-
родвигателей на аэродинамических подшипниках// Газовая смазка
подшипников. М., 1968. Ч.Н.
88. Шейнберг С. А., Жедь В. П., Шишеев М.Д. Опоры скольжения с газовой
смазкой. М.: Машиностроение, 1969.
89. Шишеев М. Д., Поспелов Г. А. Исследование виброустойчивости подшипников
с газовой смазкой // Тр. Казанского авиационного института. Вып. 66. 1961.
90. Шишеев М. Д. Опытная проверка вихревой теории устойчивости
аэродинамического подшипника // Теория трения и износа. М.: Наука, 1965.
91. Шишкин И. Л. Достижения, перспективы и некоторые направления развития
машин, механизмов и приборов на газовых опорах на период до 2000 года//
Газовая смазка в машинах и приборах. М., 1989.
92. Яковлев И. В. Теоретическое исследование статических характеристик
сферических аэродинамическихопор// Газовая смазка подшипников. М., 1968. Ч. I.
Список литературы
225
93. Burgdorfer A. The influence of the molecular mean free path of the performance of
hydrodynamic gas lubricated bearings. Trans. ASME. ser. D. 1959. Vol. 81. № 1.
94. Elrod H. G. and Burgdorfer A. Refinements of the theory of the infinitely-long,
self-acting, gas-lubricated Journal bearing // 1-st Inter. Symposium on gas bearings
1959. October 26-28. P. 93-118. Washington.
95. Harrison W.J. The hydrodynamic theory of lubrication with special reference to air
as a lubricant // Trans. Camb phil. Soc. 1913. 22, 39.
96. Him G Study of the principal phenomena shown by friction and of various methods
of determining the viscosity of lubricants// Bull, Soc. Industry. Mulhouse. 1854.
26. №129. 188 (in French).
97. Kingsbury A. Experiments with an air lubricated bearing // J. Am. Soc. Nav. Engrs.
1897.9. 267.
98. Petrov V. P. Investigation of gasodinamic bearings performancies during work in
different gas media and at pressures below atmospheric // 6-th International Gas
Bearing Symposium. University of Southampton, March 27-29. 1974.
8 Современная трибология
Глава 6
Граничная смазка
6.1. Предыстория и начальный период
Предыстория. К концу XIX в. выяснилось, что гидродинамическая
теория смазки, связывающая трибологическое поведение смазанного
узла трения только с одной фундаментальной характеристикой смазочного
материала — его сдвиговой вязкостью, — не объясняет причину тою,
что смазочные материалы, имеющие одну и ту же вязкость, в условиях,
не способствующих образованию гидродинамического клина, оказывают
подчас совершенно различное антифрикционное и противоизносное
действие. А. Кингсбюри предположил, что в условиях, «когда нагрузка на узел
трения будет очень велика или поверхность шероховата, или когда условия
не благоприятствуют образованию масляного клина... способность
смазочного материала снижать трение зависит от его маслянистости...
Природа этого свойства является как бы местным увеличением вязкости
жидкости, находящейся в области сил притяжения молекул поверхностного
слоя металла» (I903). Десятилетием позже Рэлей обнаружил, что
невидимые на глаз пленки жиров на поверхностях стекла заметно снижают
трение по сравнению с трением этих же тел, но увлажненных или даже
погруженных в воду или в парафиновое масло. В 1919 г. У. Б. Харди
установил, что при нанесении на тщательно очищенные поверхности
стеклянных пластинок тонкого слоя активного вещества трение резко снижается.
Способность производить такой эффект зависит целиком от химического
строения молекул жидкости, определяющего ее способность
адсорбироваться твердым телом.
В 1921 г. И.Лангмюр перенес мономолекулярную пленку
поверхностно-активного вещества с воды на стеклянную пластину, что
позволило снизить коэффициент трения сопряжения стекло-стекло с
единицы до 0,13. Несколько позднее А. Дево показал, что как «толстый», так
и мономолекулярный слой масла (воска) оказывает при статическом
трении одинаковое смазочное действие. Такой слой эффективен даже при
концентрации, много меньшей, чем требуется для образования
конденсированного монослоя. Р. М. Дилей на основании большодо объема чисто
трибологических экспериментов в 1918-1921 гг. пришел к выводу, что
«ненасыщенные молекулы смазочного вещества прикрепляются, по-ви-
6.1. Предыстория и начальный период
227
димому, к молекулам металла, который они смачивают, образуя покровы,
способные предупредить сцепление молекул соприкасающихся
поверхностей». И, наконец, в 1914 г. было установлено, что смазочную способность
нефтяных масел можно повысить до уровня растительных за счет
добавления в нефтяные масла поверхностно-активных компонентов, прежде
всего — жирных кислот. В 1919-1920 п\ на подобные методы повышения
смазочной способности нефтяных масел уже были взяты патенты. В те
годы, когда основатель учения о граничной смазке У. Б. Харди начал свои
исследования, корректного объяснения этому эффекту не было.
Возникновение представлений о граничной смазке и первые
результаты Харди. «В том виде смазки, который исследовался Тауэром и
Рейнольдсом, и который часто называют совершенной смазкой,
поверхности твердых тел полностью разделены смазочным слоем. Существует,
однако, другой вид смазки, при котором поверхности твердых тел так
близки друг от друга, что влияют непосредственно на физические
свойства смазочного материала...Тогда действует то, что Осборн Рейнольде
называет „граничные условия", и трение зависит не только от смазочного
материала, но и от химической природы границ твердых тел.
Граничная смазка так сильно отличается от совершенной смазки, что заставляет
предположить наличие разрыва между двумя состояниями». Так пишет
У. Б. Харди в статье [1], которая принесла ему всемирную славу и сделала
его основателем совершенно нового направления исследований.
Выдвинутое Харди представление о виде смазки, принципиально
отличающейся от жидкостной, в значительной степени основано на
анализе собственных виртуозно поставленных экспериментов. Трибологические
эксперименты проводились в камере, через которую пропускался
очищенный и обезвоженный воздух. Харди оценивал статическое трение
нагруженного ползуна по плоской пластине, причем ползуны применялись как
полусферические (чтобы обеспечить «выдавливание» избытка
смазочного материала и осуществить смазывание тонким слоем, непосредственно
примыкающим к поверхностям трения), так и плоские. В качестве
смазочных материалов применялись чистые химические соединения
(гомологические ряды парафинов и соответствующих спиртов и жирных кислот).
Смазывание осуществлялось либо путем создания избытка смазочного
материала, либо путем получения тонкой невидимой пленки.
Коэффициенты трения для обоих вариантов смазывания практически одинаковы,
так как при обильной смазке излишек ее выдавливается, и контакт
осуществляется через тонкую невидимую пленку смазочного материала.
Этот тонкий слой, который не выдавливается под действием высоких
Давлений (до 103 МПа), и который играет основную роль в разделении
контактирующих поверхностей при их относительном перемещении, Хар-
ди назвал граничным. То особое состояние смазочного материала, в кото-
Ром оно находится под воздействием силового поля твердой фазы и кото-
8*
228 Глава 6. Граничная смазка
0.8
0.6-
0,4
0,2-
0
60
■* 4 Висмут
100 140 180 220 260 300 340 380
Рис. 1. Зависимость коэффициента статического трения от молекулярной массы
парафинов для одноименных трущихся тел. Ползун полусферический из: о — стекла,
х — стали, > — висмута (по Харди)
рое, согласно Харди, «нельзя назвать ни жидким, ни твердым», он также
назвал «граничным». По его мнению, оно распространяется от твердой
поверхности на сотни нанометров. Коэффициент трения представляет собой
линейную убывающую функцию молекулярной массы смазочной среды
для каждого гомологического ряда (иначе говоря, длины углеродной цепи
или количества метиленовых групп в ней). Эти зависимости сохраняются
при трении образцов из различных материалов (рис. I).
При одинаковой молекулярной массе наибольшие коэффициенты
трения всех исследованных материалов получены при смазывании
парафинами, наименьшие — при смазывании жирными кислотами.
Характер этих зависимостей сохраняется при трении по пластине как
полусферического, так и плоского ползуна (рис.2).
Таким образом, согласно Харди, для гомологических рядов
нормальных парафинов, спиртов и жирных кислот коэффициент трения / связан
с молекулярной массой М углеводородов зависимостью:
/ =--Ь-аМ,
0)
где параметр а характеризует гомологический ряд и не зависит от
материала трущихся тел (для одноименных пар), а параметр о зависит только
от материала пар трения, уменьшаясь в направлении стекло — стать —
висмут, так что при изменении материала трущихся тел прямая,
аппроксимирующая зависимость / от М, сдвигается параллельно самой себе.
Для разноименной пары трения значение 6 равно полусумме
значений этого параметра, полученных из независимых экспериментов для
каждого из материалов («правило среднего»). Убывание коэффициента
трения с ростом длины углеводородной цепи молекул смазочной среды
Харди объясняет тем, что эти молекулы адсорбируются на поверхностях
трения полярными группами к поверхности и образуют ориентированные
6.1. Предыстория и начальный период 229
0,7
0.6
n s
0,4
0.3
0,2
0,1
>-ч
2\
N
>0,
.
u
N
'а
Ч
N.
ч
—* *-
\э
N.
V^
ч
-О —rv
N
"п
1
\
.
N
ч
s
//
ч
N
х
\?~
- Сферическим ползун
N
^
■^
-■
О-
-■О'
-3
/
N.
ч
Г
N.
ч
100 200 300
Молекулярная масса
400
Рис. 2. Зависимость коэффициента статического трения стальных
образцов от молекулярной массы по Харди и Биркамшоу: 1 — жирных кислот;
2 — спиртов; 3 — парафинов
слои, подобные тем, которые Лапгмюр наблюдал при изучении адсорбции
на поверхности жидкости. Эти молекулы в конденсированном
адсорбционном слое ориентированы практически перпендикулярно к поверхности,
образуя «молекулярный ворс» (рис.3).
Чем полярнее молекула, чем длиннее ее цепь, тем на большее
расстояние разведены эти поверхности и, соответственно, тем слабее
взаимодействие силовых полей твердых тел,
обуславливающее, согласно Харди,
сопротивление взаимному перемещению этих тел (т.е.
тем меньше коэффициент трения).
«По-видимому, — пишет далее Харди, — при
достаточной длине цепи исчезает поле, и трение,
следовательно, отсутствует». Действительно,
при соответствующей молекулярной массе
смазывающей среды перемешение ползуна
происходит при минимальном тяговом
усилии, и Харди даже наблюдал
самопроизвольное перемещение ползуна («эффект
сверхскол ьзкости»).
ЧШШТТТГОч.,
Рис. 3. Модель контакта при
граничной смазке (по Харди):
1 — поверхность трения; 2 —
адсорбированная молекула (о —
активная группа, I —
углеводородный радикал); 3 —
поверхность сдвига
230
Глава 6. Граничная смазка
Латентный период граничной смазки. Харди (совместно с И.Дабл-
дей) установил также эффект «латентного периода трения» в
поверхностно-активных средах. При выдержке в такой среде через определенный
промежуток времени (от нескольких минут до нескольких часов) трение
снижается от начального, достаточно высокого, до некоторого,
существенно меньшего значения, которое уже мало зависит от времени выдержки [2|.
Харди связывает этот эффект с кинетикой адсорбции и ориентации
молекул смазывающего вещества в силовом поле твердой фазы. Для
нормальных углеводородов, молекулы которых симметричны (и, следовательно,
не обладают поверхностной активностью), латентного периода не
наблюдается. Молекулы же ПАВ либо сразу адсорбируются «правильно» —
карбоксильной группой (для жирных кислот) к металлу, либо —
«неправильно» (метильным радикалом к металлу). Поскольку в последнем случае
положение молекул неустойчиво, они через некоторое время (латентный
период) опрокидываются и занимают устойчивое положение.
Влияние содержания активного компонента. Харди также изучил
влияние степени заполнения поверхностей трения активными
компонентами смазочной среды на коэффициент трения. Пропуская через камеру,
в которой производились исследования трения, воздух с различным
содержанием паров этилового спирта он наблюдал падение трения с
повышением содержания активного компонента в смеси. В последующем Харди
исследовал свойства ряда двухкомпонентных систем — растворов
различных углеводородов (карбоновых кислот, одноатомных спиртов, твердых
парафинов и т.д.) в неполярном масле, установив при этом явление
конкурентной адсорбции, и получил применительно к исследованным двойным
смесям «изотермы статического трения». В таких системах по мере
увеличения содержания в смеси активного компонента коэффициент трения
снижается до определенной величины, которая уже остается неизменной
при дальнейшем увеличении содержания в смеси этого компонента [2|.
Этой работой Харди положил начало систематическим исследованиям
влияния состава смазочных композиций на эффективность их
антифрикционного действия.
Влияние нагрузки. Эксперименты Харди показали, что при трении
полусферического ползуна по плоской пластине в различных средах
коэффициент трения в условиях граничной смазки не зависел от нагрузки.
Но при использовании плоского ползуна в области АВ малых нагрузок
наблюдалось снижение коэффициента трения с ростом нагрузки до
определенной величины, при превышении которой увеличение нагрузки уже
не оказывало влияния на коэффициент трения (рис.4).
Харди [3] объяснил это тем. что в области малых нагрузок плоский
ползун не выдавливает мультимолекулярный слой из контакта, в
результате чего сдвиг происходит в этом слое, потерявшем текучесть, свойствен-
6.1. Предыстория и начальный период
231
Рис. 4. Зависимость коэффициента трения от нагрузки при граничной смазке
(по Харди и Биркамшоу): 1 — плоский ползун; 2 — полусферический ползун
ную смазочному материалу в объеме. Когда слой утончается под давлением
нагрузки до толщины в одну молекулу, обеспечивается выполнение
закона Амонтона, т. е. независимость коэффициента трения от нагрузки, так
что в левой части зависимости изменение трения происходит вследствие
изменения толщины слоя смазки, а в правой части — вследствие
взаимодействия между упорядоченными молекулярными слоями.
Исследования строения граничных слоев. В конце
рассматриваемого периода были начаты интенсивные исследования строения граничных
слоев, образующихся на твердой подложке. Осуществить это
непосредственно в трибологическом контакте не позволяли инструментальные
методы того времени. Поэтому исследователи ограничивались изучением
состава и структуры граничных слоев, образовавшихся на индивидуальных
пластинах из различных материалов. У. Брэгг (1925), применив
рентгеновские методы, установил, что граничные пленки имеют слоистое строение.
Эти результаты позволили ему предположить, что смазочные свойства
различных сред обусловлены их способностью приобретать в фрикционном
контакте слоистую структуру. Граничный слой, по его представлениям,
подобен колоде игральных карт: он выдерживает большие нормальные
Давления, но при сдвиге отдельные карты легко скользят друг
относительно друга. Такое упрошенное представление очень наглядно в качестве
первого приближения.
Важно отметить, что Харди рассматривал граничную пленку как
термодинамическую фазу: «Наши исследования, равно как и анализ
структуры жирных пленок на твердых поверхностях, выполненный Брэггом
и его сотрудниками, подтверждают реальность существования граничной
Фазы. Как это впервые отметил Лесли, она обычно образуется с
выделением тепла; в этой фазе сосредоточены сильнейшие электрические поля,
проявляющиеся в так называемых контактных разностях потенциалов;
наконец, она имеет особую молекулярную структуру. При граничной смазке
232
Глава 6. Граничная смазка
мы имеем дело с половиной такой фазы, причем наши результаты
показывают, что эта половина имеет толщину в несколько молекул». Глубина
анализа Харди для того времени поразительна.
Значение работ Харди. Таким образом. У. Б. Харди в первой четверти
XX в. выдвинул представление о граничном состоянии вещества и о
граничной смазке. Он же провел фундаментальные исследования этого
процесса и предложил эмпирические уравнения для расчета коэффициента
трения. Недаром А. С.Ахматов отметил, что «по мере развития
представлений о граничной смазке все более ясным становится огромный вклад,
внесенный У. Б. Харди в современные представления о граничной смазке...
Теория Харди правильно отражает важнейшую категорию явлений
граничного трения, имеющих техническое значение. Она... представляет собой
первый шаг в развитии теории граничного трения, выдвигает ряд
необходимых фундаментальных представлений, оставляя одновременно полную
свободу для дальнейшего их обогащения и развития» [4, с. 373]. С этим
высказыванием А. С. Ахматова трудно не согласиться.
6.2. Граничная смазка: вторая четверть XX века
В рассматриваемый период продолжались исследования строения
граничных слоев, нанесенных на одну отдельно взятую поверхность твердого
тела. Было установлено, что граничные пленки представляют собой
ориентированные многослойные образования. Так, Трилля (1931), используя
рентгеновский структурный анализ, показал, что жирные кислоты,
парафины, эфиры, кетоны, спирты и другие длинноиепные соединения,
нанесенные на стеклянные или металлические пластинки,
располагаются в виде слоев, параллельных поверхности подложки. Расстояния между
слоями линейно возрастают с увеличением числа атомов углерода в
молекулярной цепи для каждого гомологического ряда. Во всех случаях
наблюдалась ориентация молекул в слоях, причем ориентация увеличивалась
во времени до определенного уровня, а некоторые факторы, —
например, наличие на стеклянной подложке пленок воды — снижали или даже
устраняли эффект ориентации. Жирные кислоты, ориентируясь на
металлической поверхности, взаимодействуют с ней, образуя мыла, что Трилля
наблюдал по появлению дополнительного спектра от ориентированных
молекул мыл. Каждый элементарный слой представляет собой
некоторую «пластину», состоящую из двух молекулярных слоев, повернутых друг
к другу активными группами, кроме ближайшего к твердому телу
мономолекулярного слоя, который непосредственно связан активной группой
с поверхностным слоем металла. В каждом слое молекулы ориентированы
перпендикулярно поверхности раздела слоев, и чем длиннее цепь, тем
прочнее связь между молекулами в слое вследствие сил когезии. По мере
6.2. Граничная смазка: вторая четверть XX века 233
удаления от поверхности эффект ориентации ослабляется. Трилля в
граничном слое наблюдал 400-600 элементарных «пластин» и, считая каждую
состоящей из двух молекулярных слоев, он для олеиновой кислоты
рассчитал толшину граничного слоя в 0,9-1,1 мкм.
Ориентация молекул смазочного материала в граничном слое была
доказана также метолом электронной дифракции в работах Мюризона
(1934) и Эндрю (1936). Этот эффект в граничных слоях зависел от наличия
ПАВ в составе смазочной среды и от материала, на который наносилась
пленка углеводородов. Фивег и Клюге (1933) установили ориентацию
молекул в граничном слое по выпрямлению переменного тока,
пропускаемого непосредственно через смазываемый подшипниковый узел. Максимум
эффекта ориентации, оцениваемого по величине выпрямленного тока,
соответствует минимальному коэффициенту трения. С ростом скорости
эффект ориентации снижается и наконец исчезает. Наблюдается рост
этого эффекта с увеличением нагрузки и с введением в масло ненасыщенных
соединений.
Эффект Ребиндера. Крупные открытия, позволившие сделать
большой шаг в понимании механизма процессов трения при граничной смазке
и подойти вплотную к управлению этими процессами, были сделаны
отечественными учеными П. А. Ребиндером и Б. В. Дерягиным. П. А. Ребин-
дер (1928) установил, что адсорбция полярных соединений, растворенных
в окружающей твердые тела неполярной среде, облегчает диспергирование
этих тел. Указанный эффект, сводящийся к пластифицированию
тончайших поверхностных слоев твердых тел в поверхностно-активной среде
(эффект Ребиндера), играет важную роль в процессе граничной смазки,
на что убедительно указал сам П. А. Ребиндер.
Эффект Дерягина и изучение реологии граничных слоев. В этот же
период Б. В.Дерягин с сотрудниками [5] ввел представление о
расклинивающем действии тонких смазочных слоев, заключающееся в том, что при
Достаточно сильном взаимодействии поверхностей контактирующих тел
с молекулами смазочного материала пленка, разделяющая эти
поверхности, будучи сжата до определенной толщины, сопротивляется своему
утонению и развивает некоторое противодавление, стремящееся раздвинуть
эти поверхности. Это явление Б. В.Дерягин объясняет взаимодействием,
взаимным наложением сольватных слоев двух сближенных поверхностей.
Расклинивающий эффект определяется расстоянием между
контактирующими поверхностями, резко возрастая с его уменьшением, причем он
отличен от вязкого сопротивления среды сближению погруженных в нее
тел. Б. В.Дерягин, исследуя течение различных жидкостей в капиллярах
Специальной формы, установил также, что механические свойства
граничного слоя толщиной в несколько десятых микрометра отличны от свойств
Жидкости в объеме.
234
Глава 6. Граничная смазка
Еще более убедительно наличие аномальной вязкости граничных
слоев было показано им же с помощью специально разработанного «метола
сдувания» [6], в котором под влиянием тангенциального усилия,
создаваемого потоком воздуха или другого газа, направленного параллельно
поверхности твердого тела, в пленке масла, нанесенной на эту поверхность,
возникает послойное течение, в результате которого она приобретает
форму пологого клина. Анализ формы этого клина позволяет оценить
«пристенную» вязкость исследуемой жидкости в функции расстояния от
стенки. При переходе от объема масла, включающего поверхностно-активные
компоненты, к граничному слою (на расстоянии 0,1-0,2 мкм от
поверхности твердого тела) вязкость скачкообразно изменяется (в большинстве
случаев увеличивается), т.е. граничная пленка имеет четко выраженную
границу раздела с объемом жидкости1'. Это позволило Б. В. Дерягину
заключить, что «граничный слой жидкости находится в особом
агрегатном состоянии и имеет свойство особой фазы, отличной от объемной»,
и подтвердить послойное расположение центров молекул адсорбата в
граничном слое.
Другим важным достижением Б. В. Дерягина является
доказательство строгого выполнения установленного им двучленного закона трения
для условий граничной смазки. Анализ результатов своих экспериментов
позволил ему сделать вывод о «наличии предельного напряжения сдвига
граничных слоев, возрастающего с нормальной нагрузкой и не
исчезающего даже при отрицательной нагрузке», а также что кинетика латентного
периода не может быть объяснена скоростью диффузии молекул ПАВ
к адсорбенту, а только процессами в самом граничном слое.
Граничный слой как квазикристаллическое и квазитвердое тело.
В 1940 г. Бику, Гивенсу и Смиту при испытании на четырехшариковом
волчке удалось установить существование некоторой «критической»
скорости, при превышении которой коэффициент трения начинает заметно
уменьшаться, а электрическое сопротивление в контакте резко
увеличивается, что было объяснено переходом от граничной к
«квазигидродинамической» смазке. В эти же годы А. С. Ахматов рассматривает формирование
граничных слоев из расплава или раствора как одно из явлений
кристаллизации, а граничный слой — как моно- или поликристаллическое
тело, возникшее за счет зародышевой функции первичного слоя.
Граничный слой может рассматриваться как квазитвердое тело, обладающее
упругостью формы и определенным предельным напряжением сдвига.
зависящим от толщины смазочного слоя и приложенного поперечного
' При этом для инактивных сред скачкообразного изменения вязкости не наблюдается:
в средах, содержащих жирные кислоты, которые обеспечивают вертикальную ориентацию
молекул, вязкость скачкообразно повышается, а для дичтилсебаиината — наоборот,
понижается [6].
\ 6.2. Граничная смазка: вторая четверть XX века 235
давления [7]. Это было показано
экспериментами на наклонном маятнике,
поскольку затухание амплитуды колебаний
При сформированном фаничном слое
происходит по линейному закону, т. е. трение
не зависит от скорости, как и при сухом
трении твердых тел, а при
дезориентированном граничном слое затухание
происходит по логарифмическому закону,
поскольку трение зависит от скорости, как
при внутреннем трении, то есть при
комнатной температуре граничный слой ведет
себя как твердое тело, а при 85° С — как
вязкая жидкость (рис. 5).
А. С. Ахматов также установил
наличие некоторой «критической»
толщины граничного слоя (порядка 50
молекулярных слоев), при превышении которой
начинает проявляться зависимость
коэффициента трения от скорости (1940), т.е.
снижение амплитуды колебаний
маятника во времени происходит по
логарифмическому закону.
Способы разрушения граничных слоев при трении. В
рассматриваемый период было положено начало исследованию трех основных причин
разрушения граничного слоя: из-за постепенного истощения активных
компонентов в смазочном материале, превышения нагрузки в контакте над
некоторой критической величиной и превышения критической
температуры при трении. Так, в 1934 г. Бюхе, а затем Лангмюр и Шефер показали,
что смазочный слой определенной толщины, разделяющий трущиеся тела,
после определенного числа проходов ползуна разрушается, о чем
свидетельствует резкое увеличение коэффициента трения. В 1939 г. Б. В. Деря-
гин [8] установил, что долговечность граничного слоя зависит от природы
смазочного материала, возрастает при увеличении толщины этого слоя
и при введении в масло жирной кислоты даже в малой концентрации.
Она снижается с ростом нагрузки и скорости скольжения, а также с
попаданием в масло кислорода. При этом смазочные среды, обеспечивающие
большую долговечность граничного слоя, развивают большее
расклинивающее давление, которое, в свою очередь, может служить «мерой прочности
связи между маслом и поверхностью твердого тела — сольватации
победней». Еще раньше Бюхе показал, что чем больше теплота смачивания
Железного порошка исследуемым маслом, тем большее время (при прочих
Равных условиях) требуется для разрушения граничных слоев при трении.
Рис. 5. Затухание колебаний
наклонного маятника А. С.
Ахматова в присутствии граничного слоя
стеариновой кислоты толщиной
25 молекулярных слоев на стали:
—о при 18,5° С —
квазитвердое состояние слоя; —о при
85° С — жидкое состояние слоя
236
Глава 6. Граничная смазка
В экспериментах П. А. Ребиндера и Н. Н. Петровой (1939) разрушение
граничных слоев при трении происходит при достижении определенного
«критического» давления в контакте, признаком чего является резкое
возрастание коэффициента трения и скачкообразное повышение скорости
изнашивания. Это критическое давление зависит как от состава
смазочной среды, так и от свойств металла, из которого изготовлены трущиеся
тела. Для сравнительно мягких металлов (меди, алюминия) даже в
средах, обладающих значительной поверхностной активностью, критические
давления не превышали 100 МПа, а для стальных пар трения оно не
достигалось при 140 МПа. Тем не менее, для каждой пары трения критическое
давление возрастало с увеличением поверхностной активности смазочных
сред. Авторы работы связывают этот эффект с различной способностью
молекул среды к проникновению в микропоры металла, что препятствует
локализации напряжений в точках фактического контакта.
Проведенные в этот период исследования показали, что при
повышении температуры узла трения до некоторого критического уровня также
достигается разрушение граничного смазочного слоя. В июле 1930 г. А.
Лево во время своего доклада в Сорбонне продемонстрировал эксперимент,
в котором спичка, снабженная кусочком картона в качестве резонатора,
скользила по стеклу, смазанному тонким слоем
поверхностно-активного вещества. Нагревание стекла привело к тому, что характер движения
стал скачкообразным, появились вибрации «ползуна», имеющие
акустическую частоту. Это было объяснено разрушением смазочного слоя при
достижении определенной температуры и переходом к трению без смазки.
Позднее (1937) резкое повышение трения в процессе нагрева узла трения
от внешнего источника тепла при достижении определенных для каждого
смазочного материала температур наблюдалось в экспериментах как Бер-
лаге и Блока на четырехшариковом волчке, так и Ноттедж на машине
Харди. До достижения этих температур (breakdown temperature)
коэффициенты трения в режиме граничной смазки практически неизменны. Чем
выше противозадирные свойства исследуемых смазочных сред, тем при
большей температуре наступало разрушение граничного слоя (Берлаге
и Блок). Согласно данным Ноттедж, температура разрушения
граничного слоя возрастала по мере повышения содержания ПАВ (пальметиновой
кислоты) в инактивном масле.
Фундаментальные исследования предельных температур
работоспособности в этот период были проведены в Кембриджской лаборатории
Ф. Ф. Боудена. Там к концу тридцатых годов был разработан весьма
совершенный для своего времени трибометр (машина трения Боудена—
Лебена), с помощью которого Боуден и его сотрудники установили, что
при смазывании трибологического контакта (пара трения «сталь — сталь»)
такими средами, как белое масло, жидкие спирты и низшие жирные
кислоты перемещение осуществляется скачками (скачкообразное изменение
Рис.6. Машина трения Боудена—Лебена (а) и участок зависимости {б)
коэффициента трения / образцов из мягкой стали со смазкой дифениламином (1) и повышение
температуры Т (2) от времени испытания t. Стрелкой показана температура
плавления смазочного материала (по Тейбору)
коэффициента трения), а если смазывание осуществляется высшими
жирными кислотами, то перемещение осуществляется непрерывно, без
скачков (1939). В 1940 г. Тейбор показал (также для пары трения «сталь —
сталь»), что если при смазывании высшими жирными кислотами и
некоторыми коммерческими маслами при комнатной температуре
наблюдается непрерывное («гладкое») скольжение, то при нагреве узла трения
и окружающего его смазочного материала до определенной для каждого
смазочного материала температуры непрервыное скольжение сменяется
скачкообразным и коэффициент трения увеличивается до значений,
характерных для сухого трения (рис.6).
Этот переход от непрерывного скольжения к скачкообразному
является обратимым и непрерывное скольжение возобновляется по мере
остывания трибологического контакта до этой же температуры,
названной Тейбором «переходной» (transition temperature). Тейбор предположил,
что переход от непрерывного скольжения к скачкообразному объясняется
Дезориентацией и десорбцией молекул смазочного материала в граничном
слое, а значение переходной температуры может служить характеристикой
прочности связи граничного слоя с поверхностью трения.
Дальнейшие исследования Тейбора и его сотрудника Фривинга (1940-
'942) показали, что для чистых углеводородов, спиртов, кетонов и амидов
переходные температуры близки температуре их плавления, а для высших
Жирных кислот и эфиров — существенно выше, чем температуры
плавания, причем переходные температуры для жирных кислот возрастают
с Увеличением длины цепи углеводородного радикала.
238
Глава 6. Граничная смазка
Первая кинетическая модель процесса разрушения граничного слоя.
В 1944 г. Фривинг попытался дать представлениям об адсорбнионно-де-
сорбционном механизме образования и разрушения граничных смазочных
слоев определенное теоретическое обоснование [9]. Разделение трущихся
тел при граничной смазке осуществляется слоем, состоявшим из молекул
ПАВ, адсорбированных на поверхностях трения из смазочного материала.
Этот слой находится в динамическом равновесии с объемом
смазочного материала, т. е. одновременно идут два процесса —
адсорбция ПАВ и их десорбция, причем
равновесие с ростом температуры смещается
в сторону уменьшения доли молекул ПАВ,
находящихся в адсорбированном
состоянии. Переходная температура
реализуется в тот момент, когда концентрация
молекул ПАВ на поверхности падает
вследствие десорбции до определенной,
постоянной для данного трибосопряжения
величины. Отсюда, исходя из того, что
константа равновесия связана с температурой
процесса изохорой Вант Гоффа, Фривинг
пришел к уравнению:
(2)
1/Т(, 10"5
Рис. 7. Зависимость обратных
переходных температур от
концентрации в белом (инактивном)
масле жирных кислот: 1 —
капроновой, 2 — олеиновой, 3 —
миристиновой, 4 — стеариновой
(по Фривингу)
In С = --=^г + const,
RTt
где: С — концентрация ПАВ; V' —
«теплота адсорбции»; R — газовая постоянная;
Tt — переходная температура (по
абсолютной шкале).
Линейность зависимости In С от 1/Г( Фривинг доказал
экспериментально применительно к ряду жирных кислот и их производных,
растворенных в различных концентрациях в инактивном масле (рис. 7). Из этих
графиков он рассчитал значения U для исследуемых ПАВ. Для
жирных кислот они были в пределах 50-56 кДж/моль, для метилстеарата —
36 кДж/моль, для этилстеарата — 16,4 кДж/моль. Полученные результаты
подтверждают предположение, что разрушение граничного слоя
происходит из-за десорбции ПАВ. В дальнейшем идеи Фривинга были развиты
рядом исследователей.
«Химическая» теория Боудена. Позднее Тейбор [10] предположил,
что жирные кислоты, реагируя с поверхностью активных металлов,
образуют соответствующие соли (мыла) этих металлов, которые образуют
прочно связанные с этой поверхностью ориентированные граничные слои
со значительной продольной когезией составляющих их молекул.
Дезориентация этих слоев происходит при температурах размягчения соответ-
6.2. Граничная смазка: вторая четверть XX века 239
ствтюших мыл в объеме, которые значительно выше температур плавления
образовавших их жирных кислот. При трении металлов, не образующих
мыл исследуемых жирных кислот (инактивных металлов), дезориентация
граничного слоя происходит при температурах плавления этих кислот.
«В обоих случаях дезориентация происходит при температуре,
отвечающей (по данным опытов на трение) разрушению граничного слоя», —
позднее писал по этому поводу Тейбор. Характерно, что температуры
дезориентации жирных кислот при трении активных металлов (Cd, Си,
Zn) и соответствующих мыл этих кислот, нанесенных на неактивный
металл (Pt), очень близки. Образование на поверхностях трения активных
металлов прочных граничных слоев из продуктов химического
взаимодействия этих металлов с жирными кислотами требует присутствия кислорода
и воды и предположительно невозможно без присутствия на
поверхностях трения окисных пленок, через которые жирные кислоты реагируют
с металлами.
Минимально необходимая для осуществления эффективного
смазывания толщина граничного слоя зависит от природы трущихся тел. При
этом граничный слой, состоящий из молекул даже малоэффективных
смазочных материалов, способен заметно снизить количество металла,
переносимого в процессе трения с одной поверхности на другую. «Хотя
металлическое взаимодействие при хорошей смазке оказывает малое влияние
на трение, ею определяется износ поверхностей: две хорошие смазки могут
дать двадцатикратное различие в переносе металла при практически
одинаковом трении» (Тейбор). Уменьшение переноса осуществляется за счет
уменьшения размера переносимых частиц металла, а не за счет количества
перенесенных частиц. Граничный слой даже после размягчения
защищает поверхности трения и теряет эту способность лишь после достижения
температуры десорбции. Более подробно сформулирована «химическая»
теория в знаменитой монографии Боудена и Тейбора «Трение и смазка
твердых тел», опубликованной в 1950 г.
Первые исследования механизма действия химически активных
присадок. Уже в 20-е гг. XX в. для предотвращения заедания тяжело-
нагруженных сопряжений (прежде всего — гипоидных передач) в масла
Стали добавлять противозадирные присадки. К 1937 г. до 90% зарубежных
масел для смазывания гипоидных передач содержали свинцовые мыла или
осерненные жиры. В эти годы начинают изучать механизм действия про-
тивозадирных присадок. В основном, рассматривают две альтернативные
версии: либо эти приемки, подобно жирным кислотам, образуют особо
прочные адсорбционные слои, либо они образуют легко изнашивающиеся
пленки, которые таким образом обеспечивают снижение давления на тя-
Желонагруженных участках трибологического контакта, которые без этого
подверглись бы катастрофическому изнашиванию. Лондонская
конференция 1937 г. вполне резонно приняла вторую точку зрения. В 1940-е п.
240
Глава 6. Граничная смазка
встал вопрос о необходимости разработки также высокотемпературных
противоизносных присадок. Бик, Гивенс и Вильяме в 1940 г. показали,
что добавление к очищенному (белому) нефтяному маслу трикрезилфос-
фата (ТКФ) в концентрациях до 3,2 % обеспечивает заметное снижение
износа стальных шариков. При дальнейшем повышении содержания ТКФ
износ снова начал повышаться. В то же время, испытания в этой же
среде позолоченных шариков не показали снижения износа по сравнению
с испытаниями в чистом масле. Авторы предположили, что механизм про-
тивоизносного действия ТКФ сводится к химическому взаимодействию
присадки с поверхностными слоями трущихся тел по площади их
фактического контакта, в результате чего образуются легкоплавкие эвтектики
железа с фосфором, которые легко изнашиваются, обеспечивая
выглаживание поверхностей трения2*. Это обеспечивает условия для
проявления квазигидродинамического эффекта, так что образовавшийся
масляный клин раздвигает поверхности трения, предотвращая их дальнейшее
изнашивание3'. Еще большее снижение износа удалось достигнуть при
совместном применении ТКФ и длинноцепных полярных соединений.
Исследовались химически активные среды также и по описанной выше
методике Тейбора.
Так, в 1942 г. Хьюг и Уиттингем на машине трения Боудена—Лебена
показали, что как коэффициенты трения, так и переходные температуры
различных соединений зависят от материала трущихся тел и от длины
углеводородной цепи. При испытании химически активных смазочных
сред авторы обнаружили, что с повышением температуры выше
переходной, соответствующей увеличению коэффициента трения и переходу
к прерывистому перемещению ползуна, достигается некоторая
температура (200-220° С), при которой коэффициент трения резко
снижается, скачкообразное его изменение прекращается и наблюдается
коррозия металлических образцов в зоне трения. Авторы предположили,
что роль смазочного материала в этом случае играет «пленка продуктов
реакции... благодаря своей толщине и некоторой жесткости, а не
вследствие какой-нибудь ориентации в пленке». Дальнейшие исследования
механизма действия химически активных сред проводились уже в
следующие десятилетия.
'Любопытно, что на образцах, покрытых оловом, эвтектика которого с фосфором имеет
более высокую температуру плавления, чем само олово, раствор ТКФ не только не обеспечил
полирующего действия, но даже привел к огрублению поверхностей трения (см. Proc. Roy.
Soc. London, A. 1940. Vol. 177. P. 103-118).
' Аналогичной точки зрения придерживался К. С. Рамайя (1946). Он считал, что
маслянистость смазочных сред определяется их «расклинивающими свойствами». Эти
«расклинивающие свойства» Рамайя связывал с ориентацией молекул жидкости под действием «сил
потока» и противопоставлял их статическому «ориентированному силами адсорбции» слою,
который, по его мнению, не может обеспечить эффективное противоизносное действие.
6.3. Третья четверть XX века 241
\б.З. Третья четверть XX века
Модель Боудена и характерные зависимости коэффициента трения
от температуры. В первой части знаменитой монографии Боудена и Тей-
бора [11], о которой упоминалось выше, были обобщены практически все
известные к тому времени материалы по трибологии, включая материалы
исследования трения при граничной смазке. Часть из этих материалов
была проанализирована в предыдущем разделе. Здесь мы остановимся
на двух ключевых моментах. Полемизируя с Харди, чью модель
граничной смазки они считали упрошенной и годной лишь для описания легких
режимов этого процесса, Боуден и его сотрудники пришли к
заключению, что в тяжелонагруженных узлах трения по вершинам отдельных
микронеровностей контактирующих тел имеет место непосредственный
металлический контакт, локализованный адсорбированными молекулами
активного компонента смазочного материала (рис. 8).
Сила трения F этих тел складывается из сопротивления гм срезу
адгезионных связей на участке металлического контакта и сопротивления
тсм сдвигу смазочного слоя на остальной площадке контакта, которое,
естественно, во много раз меньше. Согласно [II]:
F = А\атм + (\ - а)тсм], (3)
где: А — суммарная площадь контакта, несущая нагрузку; а — доля
металлического контакта; тм и гсм — удельные сдвиговые
сопротивления соответственно на участке металлического контакта и на полностью
смазанном участке поверхности (определяются при независимом
эксперименте). Такая модель удовлетворительно объясняет как наличие
изнашивания трущихся тел в процессе граничной смазки даже до разрушения
граничного слоя, так и фрикционный перенос частиц металла с одной
поверхности трения на другую при граничной смазке.
В этой же работе были представлены зависимости коэффициента
трения от температуры для следующих основных типов смазочных сред при
Рис. 8. Модель контакта при граничной смазке по Боудену
242
Глава 6. Граничная смазка
/"
Рис. 9. Характерные зависимости
коэффициента трения от
температуры в режиме граничной смазки
(по Боудену)
граничной смазке (см. рис.9): для инак-
тивного (например, чистого
парафинового) масла (/), для ПАВ (например,
для жирной кислоты) или его
раствора в инактивном масле (//), для про-
тивозадирного (ЕР) смазочного
материала (///) и для смеси противозадирного
смазочного материала и жирной кисло-
ты {IV). Резкое снижение трения в
химически активных средах при
превышении определенной температуры Тг
объясняется образованием па поверхностях
трения защитной пленки из продуктов
химической реакции активного
компонента смазочного материала с металлом
(кривая /// на рис. 9). Комбинация ЕР присадки и жирной кислоты может
обеспечить низкое трение в широком интервале температур (кривая IV).
Наконец, кратко остановимся на оценке влияния скорости
скольжения на коэффициент трения при граничной смазке в работе |11]. Как
уже отмечалось выше, при трении в эффективных средах наблюдалось
«гладкое» (непрерывное) скольжение, а при смазывании неэффективными
средами — прерывистое, то есть оно состояло из чередования
проскальзываний и остановок (скачкообразное изменение коэффициента трения
или Stick-slip process).
В результате при изменении скорости скольжения от 0,001 до 2 см/с
для стальных поверхностей, смазанных пеларгоновой кислотой
(эффективное смазывание) трение было непрерывным и не зависело от скорости
скольжения, а при смазывании неэффективным деканом трение при
проскальзывании не зависело от скорости, а при прилипании — снижалось
с ростом скорости.
Падающий характер зависимости трения от скорости вообще
показывает, согласно [11], на возможность прерывистого скольжения. В 1951 г.
Д. Клейтон указал на существование двух типов зависимостей
коэффициента трения от скорости в режиме граничной смазки: падающая
(характерная для чистых масел и подшипниковых материалов) и возрастающая
(характерная для жирных кислот). В первом случае наблюдались
механические релаксационные колебания (скачкообразноедвижение) системы, во
втором — нет. Такое наблюдение имело большое практическое значение, так
как релаксационные колебания в технике могут быть весьма опасными4'-
' М. Мерчаит еше в 1946 г. показал возможность устранения скачкообразного движения
на малых скоростях (1,2-1,4 мм/с) путем введения в нефтяное масло олеиновой кислоты
в содержании более 0,25 %.
6.3. Третья четверть XX века 243
^Температурный метод оценки смазочной способности масел. В
начале 1950-х гг. методика трибологических испытаний, разработанная Тей-
бором, которая включала медленное относительное перемещение
трущихся тел (для минимизации фрикционного нагрева) и постепенный нагрев
узла трения от внешнего источника тепла, так что температура во
фрикционном контакте практически равнялась задаваемой извне объемной
температуре, была развита М. М. Хрущевым и Р. М. Матвеевским (1952),
установившими, что переходная температура по Тейбору приблизительно
равна критической температуре по Блоку, т.е. температуре, при
достижении которой происходит заедание смазанных узлов трения и которая
не зависит от скорости и контактной нагрузки, а только от природы масла
и свойств трущихся тел. Это позволило разработать температурный
метод оценки смазочных свойств масел, нашедший широкое применение
в исследовательской практике [12]. В эти же годы было установлено, что
на прочность граничного смазочного слоя большое влияние оказывает
твердость подложки и при пластическом деформировании
контактирующих тел разрушение граничного слоя достигается даже при комнатной
температуре (А.П.Семенов, 1952; Хирст, Кэрридж и Ланкастер, 1953).
Исследования Б. В. Дерягина. В рассматриваемый период Б. В.Де-
рягин приходит к выводу, что «монослои не могут служить достаточной
защитой от износа. Причину понижения износа надо искать в буферном
действии толстых полимолекулярных слоев» (1951)5). Особая структура
граничных слоев «делает естественным сближение их свойств со
свойствами смектических фаз жидких кристаллических веществ».
Наблюдается четкий параллелизм между изменением вязкости пристенных
граничных слоев, связанным с их особой структурой, и маслянистостью
смазочных средств. Сложность процесса граничной смазки связана, в частности,
с тем, что «связь между ориентацией адсорбированных молекул и
коэффициентом трения носит взаимный характер, и процесс трения способен
менять ориентацию молекул ПАВ» (Б. В. Дерягин, 1957). Отметим также
установление Б. В. Дерягиным и его учениками немонотонного характера
изменения коэффициента трения очень чистых стальных и стеклянных
поверхностей, смазанных чистым вазелиновым маслом, при добавлении
в это масло некоторых ПАВ (рис. 10). Этот эффект объясняется различной
степенью заполнения поверхностей трения адсорбированными
молекулами ПАВ и изменением характера их ориентации от планарного через
смешанный планарно-гомеотропный к гомеотропному плотноупакован-
ному, что обеспечивает «выглаживание» образовавшейся при смешанной
ориентации «молекулярной шероховатости» [13|.
Это положение имеет принципиальное значение, поскольку некоторые исследователи
п°лагали, что «высокая эффективность смазочного действия может наблюдаться только в том
сЛучае, если на поверхности трения имеются монослои в твердом состоянии».
244
Глава 6. Граничная смазка
?????
О
Рис. 10. Зависимость коэффициента трения / от концентрации ПАВ в инактивном
масле и предполагаемый характер ориентации полярных молекул на поверхностях
трения при различной их концентрации (по Г. И. Измайловой и Б. В. Дерягину)
Исследования структуры граничного слоя и процесса граничной
смазки А.С.Ахматовым. Анализировались агрегатное состояние,
структура и физические свойства граничных слоев с точки зрения структурной
механики образующих эти слои адсорбированных молекул. Граничные
слои формируются из координационных димеров. На поверхности
металла эти димсры разделяются, поскольку энергия их связи ниже
адсорбционного потенциала. При формировании граничных слоев из объема
двумерных граничных кристаллов происходит селекция линейных
конфигураций, идущих на построение кристалла, и, отчасти,
«раскручивание» поворотных изомеров, «выражающее адаптирование молекул при их
переходе из объема к адсорбционной фиксации». Возможны также
деформации углеродных цепей молекул, образующих граничные слои
(например, осевое сжатие, растяжение, изгиб и т. д.) за счет деформации
тетраэдрических углов подобных структур. Модуль осевой упругости ме-
тиленовых цепей почти точно равен модулю упругости алмаза.
Поскольку на участках тяжелонагруженного трибологического контакта трущиеся
тела разделены мономолекулярными или бимолекулярными
адсорбированными слоями, так что метиленовые цепи молекул, образующих моно-
или бимолекулярный слой, работают в этих условиях, главным образом,
на осевое и всестороннее сжатие, А. С. Ахматов именно упругостью ал-
мазоподобной метиленовой структуры объяснил способность таких слоев
«развивать огромное сопротивление сжатию и раздавливанию». Мульти-
молекулярный слой рассматривается как коллектив параллельно
расположенных макромолекул, метиленовые цепи которых связаны между собой
многократными перекрестными, аддитивно усиленными
дисперсионными силами, а также квадрупольным взаимодействием. Развиваемое таким
6.3. Третья четверть XX века 245
слоем тангенциальное сопротивление сдвигу пропорционально квадрату
числа взаимодействующих групп (радикалов), а нормальное
сопротивление сжатию пропорционально кубу числа взаимодействующих групп —
и концевых, и образующих метиленовые цепи. — что и определяет
многократное превышение модулем сжатия модуля сдвига граничных слоев [4].
Исследования механических свойств граничных слоев. Поскольку
единичный граничный слой столь тонок, что непосредственно измерить
его механические характеристики не представлялось возможным, А. С. Ах-
матов и Л. В. Кошлакова (Панова) выполнили измерения упругих констант
граничных слоев путем аддитивного сложения (мультипликации)
деформаций стопы тонких, исключительно гладких металлических пластин,
на каждую из которых был нанесен граничный слой заданной (и
одинаковой для всей стопы) толщины. В результате измерений суммарных
деформаций этой «стопы слоев» было установлено, что граничные слои
обладают истинной упругостью формы и для них выполняется закон Гука.
Авторы построили диаграмму «деформация — напряжение» и рассчитали
упругие константы граничных слоев, установив также зависимость этих
констант от удаления от поверхности. Коэффициент Пуассона для
граничных слоев близок к 0,5, т.е. граничные слои сжимаются и растягиваются
практически без изменения объема (наподобие резины).
Трехчленный закон трения при граничной смазке. В эти же годы,
развивая теоретически обоснованный двучленный закон трения,
предложенный Б. В. Дерягиным, А. С. Ахматов пришел к необходимости учесть
также влияние на силу трения поля твердой фазы и предложил
трехчленную формулу [4|:
F = f\S0(po + Pm) + N}, (4)
где: / — «истинный» коэффициент трения; S0 — площадь фактического
контакта; ро и Рт ~~ удельные силы притяжения соответственно
граничных слоев и конденсированных фаз; N — нормальная нагрузка. Таким
образом в уравнении (4) отдельно учитываются Ван-дер-Ваальсовые силы
притяжения граничных слоев и конденсированных фаз. Пользуясь этой
формулой, А. С. Ахматов и Г. Н. Учуваткин (1969) смогли определить и ро,
и рт. Для ряда металлов авторы показали, что пленка ПАВ толщиной 500
молекулярных слоев полностью экранировала силовое поле твердого тела,
и F в этих условиях зависит только от ро и Лт. Отсюда не представляло
сложности оценить р0 (по расчетам авторов р0 = 2200 Па), а затем, варьи-
Руя толщину слоя жирной кислоты, определить рт. Эта величина зависела
°т природы контактирующих металлов и имела порядок десятков
Паскалей. Величина рт резко уменьшалась с увеличением толщины смазочного
слоя (т.е. расстояния между контактирующими телами), хорошо отвечая
Формуле Казимира—Липшица (рт = kh~4). Отметим также, что Г. Н. Учу-
ваткин подтвердил установленный Харди линейный характер снижения
246
Глава 6. Граничная смазка
коэффициента трения по мере увеличения длины цепи в домологическом
ряду жирных кислот вплоть до двадцатого члена этого ряда (1969).
В этот же период Зисмам (1957) при исследовании кинетического
трения стального шара по пластине, покрытой мономолекулярными слоями
различных ПАВ, также подтвердил наличие этого эффекта, но снижение
коэффициента трения для жирных кислот осуществлялось с 8-го до 14-го
члена гомологического ряда, а далее он не изменялся.
Исследования строения полимолекулярных граничных слоев.
Большую роль в исследовании полимолекулярных слоев сыдрали
исследования Г. И.Фукса [14]. Он установил, что при давлениях не выше 5-6 МПа
и гладких поверхностях осуществляется смазывание полимолекулярным
граничным слоем (толщиной 0,3-0,04 мкм), что обеспечивает
коэффициенты трения лишь немногим меньшие, чем при жидкостной смазке
(0,01-0,1 и менее). Сопротивление сдвигу граничных слоев растворов
жирных кислот линейно снижается по мере увеличения длины
углеводородных радикалов жирных кислот [14]. Г. И. Фуксом также был
разработан метод, расширяющий область существования полимолекулярного
граничного слоя. Осуществлялось разделение зоны сдвига в граничном
слое и зоны формирования фактической площади контакта путем
организации на поверхности трения подслоя мягкого материала (металла
или полимера), на котором адсорбируется специально подобранное ПАВ.
Этот мягкий подслой, деформируясь, обеспечивает снижение давления
на фактических пятнах контакта до значений, обеспечивающих
существование полимолекулярной смазки на возможно большей доле поверхности
контакта, а ПАВ способствует упрочнению граничного слоя и
минимизации доли металлического контакта, в то время как основной смазочный
материал обеспечивает сопротивление граничного слоя утонению.
Принципиальную важность представляет выдвинутое Г. И. Фуксом положение,
что образование «толстых» граничных слоев объясняется прилипанием
к поверхности металлов мицелл ПАВ (с возможным их развертыванием)
или мицеллообразованием в адсорбционном слое. Подобное
представление о граничном слое выдвигал в свое время Блюм (1961). Молекулы ПАВ
образуют шарообразные мицеллы, окруженные упругой сольватной
оболочкой. Эти мицеллы разделяют поверхности трения, образуя нечто вроде
шарикового подшипника, облегчая взаимное перемещение
контактирующих тел. Для обеспечения образования таких мицелл, по Блюму,
оптимальны циклические углеводороды типа циклогексана, что объясняет хорошие
смазочные свойства нафтеновых масел. Парафиновые углеводороды
таких мицелл не образуют и поэтому их смазочная способность невысока.
Процессы, способствующие агрегатированию, например, электрические
воздействия, улучшают смазочные свойства масел. Определенный
интерес представляют также исследования структуры и электрических свойств
6.3. Третья четверть XX века
247
граничных слоев, образованных на термообработанной стали
поверхностно-активными веществами, проведенные М. М. Снитковским и др. (1971).
Эти слои имеют доменную структуру, т.е. они состоят из отдельных
объемов, внутри которых дипольные моменты упорядочены. Для олеиновой
кислоты в граничном слое домен содержит около 1400 молекул. При
этом домены граничного слоя на достаточно большом расстоянии от
подложки когерентны доменам ферромагнетика. Возникновение таких слоев
происходит под действием электромагнитных, а не дисперсионных сил.
Установлена также односторонняя проводимость граничного слоя. Имеет
место корреляция противоизносных свойств смазочных материалов со
степенью структурированности и толщины их граничных пленок.
Г. Н.Учуваткин в 1969 г. показал, что для пяти исследуемых металлов
на зависимостях коэффициента трения от параметра Ra шероховатости
поверхности имеется минимум в районе 0,1-0,2 мкм. Ранее (в 1950 г.)
наличие минимума на зависимости коэффициента трения от величины
параметра Нск шероховатости показал поданным эксперимента на
маятниковой машине трения при граничной смазке стальных образцов
слоями касторового масла различной толщины С. А. Сухов (минимум в районе
0,25 мкм). Для слоев касторового масла толщиной более 2000 нм минимум
уже не проявляется. Позднее было также установлено, что коэффициент
трения в режиме граничной смазки зависит от направления штрихов
обработки: он меньше в том случае, когда направление перемещения ин-
дентора перпендикулярно направлению штрихов обработки (Пиггот, 1957;
Миякава, 1966).
Влияние материалов и шероховатости поверхностей трущихся тел.
В рассматриваемый период были проведены тщательные исследования
влияния материалов трущихся тел на переходные температуры при
граничной смазке Р. М. Матвеевским (15] и его учениками. На машине трения
с медленным относительным перемещением трущихся образцов для
минимизации фрикционного повышения температуры и объемным нагревом
узла трения от внешнего источника тепла ими было установлено влияние
легирования меди и алюминия различными элементами на температурную
стойкость ПАВ при трении, которое было объяснено свойствами окисных
слоев, образуемых на поверхностях трения различных сплавов в результате
реакции с кислородом воздуха. Сплавы, легко окисляющиеся, образуют
непрочные пористые слои. Через эти поры молекулы масла реагируют
с поверхностью сплава. На чистом алюминии, наоборот, образуется
плотная, химически неактивная пленка, на которой плохо адсорбируются
молекулы ПАВ. Легирование же алюминия различными элементами
уменьшает прочность окисных слоев и увеличивает их активность как
адсорбентов. Если окисную пленку предварительно удалить, то температурная
стойкость граничных смазочных слоев определяется уже химической
активностью металла, его способностью к схватыванию и природой масла.
248
Глава 6. Граничная смазка
При исследовании влияния легирования сталей на температурную
стойкость ПАВ при трении установлено, что карбидообразующие элементы (Сг
и W) повышали величины Ткр, никель — понижал (1972). Влияние
химического состава сталей на переходные температуры при граничной смазке
исследовались также Камероном и др. (1970-1972). Р. М. Матвеевский
и др. (1968-1972), Шарма и Камерон (1972) и Хирст и Стаффорд (1972)
исследовали также влияние нагрузки на узел трения на значения Ткр при
трении относительно мягких сталей. По мере увеличения нагрузки
значения Ткр уменьшаются. Р. М. Матвеевский и его ученики показали, что
существует определенный интервал контактных напряжений, в котором
при данной твердости контактирующих тел Ткр практически не зависит
от нагрузки. Значения Ткр также снижаются с увеличением параметра
шероховатости поверхности, хотя согласно Хирсту и Стаффорду, при трении
по полированной поверхности (Ra = 0,012 мкм) критическая температура
столь же невысока, как и при трении очень грубых поверхностей.
Критические температуры ряда жирных кислот, растворенных в нормальном
углеводороде, возрастают по мере того, как длина цепи углеводородного
радикала приближается к длине цепи растворителя.
Кинетическое описание процесса граничной смазки и концепция
«дефекта смазочного слоя». В конце 50-х гг. XX в. прошлого века
появились попытки кинетических описаний процесса трения при граничной
смазке и создания на их основе уравнений для прогнозирования трибо-
логических характеристик этого процесса. Одной из первых таких работ,
не вполне корректной, но оказавшей большое влияние на все
последующие попытки подобных описаний, была теория Кингсбюри [16]. Он
предложил теоретическое описание процесса образования и разрушения
адсорбционного слоя ПАВ, а прочность этого слоя, как и Фривинг, связал
с теплотой адсорбции ПАВ на поверхности трения. Доля а металлического
контакта («дефект смазочной пленки» в терминах Кингсбюри)
рассматривалась как вероятность металлического контакта и определялась
соотношением между временем прохождения единичной неровностью контртела
расстояния между двумя молекулами ПАВ, адсорбированными на
исследуемой пластине, и временем пребывания молекулы ПАВ в
адсорбированном состоянии, определяемым по формуле Я. И.Френкеля:
а=1-еХР{-^еХР{~^}}' (5)
где: Z — расстояние между адсорбированными молекулами,
принимаемое в первом приближении равным диаметру молекулы; v — скорость
относительного перемещения единичной неровности; <0 — величина,
обратная периоду колебания молекулы ПАВ в адсорбированном состоянии;
Е — теплота адсорбции по Кингсбюри; R — газовая постоянная; Т —
6.3. Третья четверть XX века
249
абсолютная температура. Подстановка значения а из уравнения (3) в
уравнение (5) позволила рассчитать коэффициент трения при граничной
смазке в широком диапазоне изменения действующих факторов, не выходя,
разумеется, за пределы режима граничной смазки. Используются
величины либо табличные (Z, E, to, R), либо заданные (v. T), либо полученные
из независимого эксперимента (/м, /сч). Далее Кингсбюри постулировал,
что при da/dT = max (т.е. при а приблизительно равной 0,5) достигается
некоторая температура Тс, которую он назвал характеристической и
отождествлял с переходной6*. Анализ процесса изнашивания при граничной
смазке позволил модернизировать закон адгезионного изнашивания Ар-
чарда с учетом представления о том, что изнашивание осуществляется
только по тому участку поверхности контакта, на котором граничный слой
отсутствует (или разрушен). Наиболее разработана такая модель процесса
в исследованиях Роу [17|. Интенсивность объемного изнашивания при
граничной смазке, согласно Роу, равна:
V у-Р
— = Q-fc„ , (6)
L рт
где: кн — коэффициент износа для несмазанной поверхности трущегося
металла; Р — нагрузка на узел трения; рт — давление текучести металла
при статической нагрузке; L — путь трения; сомножитель у = (1 + З/)1/2
характеризует изменение величины рт под действием тангенциальных
напряжений; a — «дефект смазочного слоя» по Кингсбюри — иначе говоря,
вероятность непосредственного контакта металл — металл трущихся тел,
определяется из уравнения (5). В дальнейшем (1970) Роу развил свою
модель применительно к условиям смазывания двухкомпонентной средой
(например, смесью двух масел или маслом с присадкой). Хотя модель
Роу мало пригодна для практических расчетов и ее ориентация
преимущественно на условия смазывания мономолекулярным слоем смазочного
материала едва ли корректна, она имела большое методическое значение
и оказалась предшественницей большого количества подобных моделей,
в частности, модели Квинна коррозионно-механического
(окислительного) изнашивания (1971) и ряда более поздних моделей.
В 1970-е гг. Камерон со своими учениками, анализируя процесс
разрушения граничных слоев, образованных адсорбированными молекулами
Длинноцепных ПАВ, предположил, что этот процесс может быть описан
•"енгмюровской изотермой адсорбции. Допуская вслед за Фривингом, что
ПеРеходная (критическая) температура достигается при некоторой опреде-
•"енной доле контакта через смазочный слой fiKp, и приняв, что при реали-
Согласно Эйкину (1973), переходная температура реализуется при d a/dT' = 0, т.е.
При а « 1.
250
Глава 6. Граничная смазка
зации Ткр/Зкр = 1/2, Камерон и его соавторы получили уравнение [18-20]:
АН0 - 7' Л<э°
ЛГкр In С,
1 кр*-4'-' ~" JtJ Kp MI ^ 5 \/)
где: Л5° — изменение энтропии системы при адсорбции; АН0 —
суммарная энтальпия адсорбции; С — концентрация ПАВ в смазочной среде.
Приняв для жирных кислот АН0 = 54 кДж/моль. Камерон и его
соавторы рассчитали величины AS0 для некоторых жирных кислот.
Абсолютная величина AS0 уменьшается с увеличением длины цепи от AS0 ~~
— 173,2 Дж/моль- К для каприновой до AS0 = -138 Дж/моль- К для
стеариновой. В работах [17, 18] проведено детальное исследование влияния
на значения АН0 и AS0 ряда факторов: скорости скольжения, нагрузки,
шероховатости поверхности, поверхностной активности смазочнодо
материала (рис. 11).
Так, установлено, что при высоких скоростях скольжения (и
соответственно при малом времени контакта), характерных для быстроходных
зубчатых передач, статистически равновесные процессы адсорбции и
десорбции не успевают произойти, как это имеет место при более умеренных
скоростях. Поэтому для десорбции молекул с поверхностей трения за
более короткое время контакта (менее 20 мкс) необходимы более высокие
температуры. Однако сохраняются такие же закономерности, как и лля
процесса с малой или умеренной скоростью, и величины изменения
энтальпии могут быть подсчитаны. Для времени контакта 20 мкс АН0 —
50,4 кДж/моль, для времени контакта К) мкс ДЯ°= 52,4 кДж/моль [18].
Далее Камерон и его сотрудник Шарма показали, что АН0 и AS0
зависят от исходной шероховатости образцов (1973). Рассматриваемые
зависимости проходят через максимум, соответствующий
шероховатости 0,4 мкм. Таким образом, существование оптимальной шероховатости
30
20
<1
10
4
, 1
\з
^2
0,25
0,50
60
40
!/5
<
20
'С
у ^S
о 1
3
2
N4
0,25
б
0,50
R, мкм
Рис. 11. Зависимость энтальпии АН (а) и изменения энтропии (б) от величины
параметра Ra шероховатости на образцах из: 1 — сталь EN581, смазка раствором
цетиламина в цетане; 2 — сталь 440С (смазка та же); 3 — сталь EN39B в растворе
стеариновой кислоты в вазелиновом масле; 4 — сталь EN581 (смазка та же)
6.3. Третья четверть XX века
251
(см. выше) получило энергетическое объяснение наличия максимума
теплоты десорбции.
Кроме того, Камерон и Шарма дополнили уравнение (7),
основанное на ленгмюровской модели адсорбции, членом, выражающим влияние
нагрузки на величину Ткр смазочного материала при трении
АЕ = adAN = TAS - R In С, (8)
где: АЕ = АН - aAV; AV = dA; a — напряжение; d — глубина
деформированного слоя; А — площадь контакта; AV — деформированный
объем; АЕ — обшая энергия активации десорбции.
Рассмотренные модели, несомненно, представляли значительный
теоретический интерес и оказали влияние на дальнейшую разработку обшей
теории разрушения граничных слоев при реализации критической
температуры.
Механизм смазочного действия химически активных присадок. В 50-
70 гг. XX в. ужесточение условий эксплуатации тяжелонафуженных узлов
трения повлекло за собой необходимость применения химически
активных противозадирных и противоизносных присадок. Резко возросло
количество исследований механизма действия этих присадок. Исследователи
в эти годы уже составили себе достаточно ясное представление о
механизме смазочного действия химически активных сред. Так, в 1952 г. Ларсен
и Перри, анализируя смазочные свойства ряда присадок, содержащих
фосфор, серу, фосфор и серу, хлор и т.д., показали, что эффективность их
смазочного действия определяется образованием химически
модифицированных слоев на поверхностях трения. При этом было обращено внимание
на роль кислорода в смазочном действии, а также на возможность
проявления эффекта полимеризации. Уже достаточно четко представляется
разница требований к противозадирным и противоизносным присадкам.
Согласно Вильямсу (1953), ЕР присадка должна быстро образовывать
защитный слой путем химическою взаимодействия с поверхностью трения
при рабочих температурах, причем рабочий слой должен иметь высокую
температуру плавления, поскольку при ее превышении он уже не может
выполнять свои функции. Кроме того, этот слой должен иметь низкое
сопротивление сдвигу (быть пластичным). Противоизносные
фосфорсодержащие присадки, например ТКФ, действуют как химический
полировальный агент, образуя фосфид железа с низкой температурой плавления,
причем этот слой может и не иметь хороших противозадирных свойств.
Наконец, Г. В. Виноградов, М. М. Кусаков, П. И. Санин и др. (1957)
Показали, что фосфидные, сульфидные или хлоридные пленки,
образуемые соответствующими присадками, могут обеспечивать минимальные
взносы и повреждения трущихся тел при различных, характерных для
каждой присадки, режимах трения. На основании этого авторы пришли
252 Глава 6. Граничная смазка
к идее использовать в качестве присадок соединения, содержащие
комбинации атомов серы и фосфора, фосфора и хлора, фосфора, серы и хлора.
Следует также отметить, что в рассматриваемый период исследователи
достаточно отчетливо представляли, что образование модифицированных
слоев при трении в среде масел с химически активными присадками
является сложным многостадийным процессом (Дейви и Эдварде, 1957-58;
Форбс, 1970 и др.). Как минимум, он включает стадию адсорбции
молекул присадки на поверхность трения, их разложение под действием
фрикционного разогрева и/или каталитического влияния свежеобнажаемого
металла гюверхости трения, и реакцию выделившихся при разложении
химически активных компонентов этих присадок с образованием
продуктов, осуществляющих защиту поверхностей трения от износа и заедания.
Возможно осуществление защитного действия на промежуточных стадиях
взаимодействия присадок с поверхностями трения (см. Форбс, |19|).
Мы не рассматриваем здесь многочисленные исследования
механизма действия присадок различного состава и строения. Отметим только, что
эффективность их противоизносного и противозадирного действия при
граничной смазке определяется составом и структурой химически
активных компонентов смазочных сред, природой базового масла, материалом
трущихся тел, газовой средой и т.д., а состав образующихся на
поверхностях трения в процессе трибохимических реакций модифицированных
слоев зависит также от режима трибологического процесса. Этот материал
подробно рассмотрен в многочисленных обзорах того времени
(например, [20]). В ряде случаев отмечен эффект синергизма или антагонизма
функционального действия совместно применяемых присадок. Маслу уже
не отводится роль пассивного носителя присадок, а анализируется его
влияние на эффективность присадок. В качестве причин рассматривается
как возможность конкурентной адсорбции молекул различных присадок
или присадок и компонентов смазочной среды, так и возможность
межмолекулярного взаимодействия различных компонентов среды [21 ].
Влияние окислительных процессов. В рассматриваемый период
активно изучалось влияние различных газовых срел на смазочную
способность масел (Г. В. Виноградов, 1958-69; Клаус и Бибер, 1964; Годфри,
1959; Р. М. Матвеевский, 1971; Т. Сакураи, 1973 и др.). Было
установлено, что влияние газовых сред на противоизносные и противозадирные
свойства смазочных материалов связано, прежде всего, с ускорением или
торможением окислительных процессов в зоне трения. При тяжелых
режимах граничной смазки в углеводородных средах развиваются сложные
механохимические процессы, из которых процессы окисления, в
которые вовлекаются как смазочная среда, так и металл, имеют наибольшее
значение. Г. В. Виноградов, Ю. Я. Подольский j22] и др. показали, что
окислительные процессы в зоне трения обеспечивают образование на
рабочих поверхностях защитных оксидных слоев, которые снижают трс-
6.3. Третья четверть XX в-<а 253
нце и износ трущихся тел и предотвращают задание сопряжения. Эти
процессы связаны с наличием молекулярного дслорода в зоне трения,
окисляемостью смазочных материалов и труп хся тел в трибологиче-
ском процессе. Для каждого сочетания смазочн>: о материала, материалов
трущихся тел и условий работы трибосопряже:- :я существует
оптимальная концентрация кислорода, обеспечивающая инимальный износ. При
мягких режимах трения повышение доступа кис орода в зону трения
приводит к повышенному износу. Если в масле со::ржатся высокоактивные
кислородсодержащие соединения (например, г:одукты окисления
масла — органические пероксиды), то они заменяю' молекулярный кислород
И обеспечивают смазочное действие даже в васуме. Кислород и
модифицирующие поверхности трения химически активные агенты могут
действовать как синергетически, так и антагонисту ?ски.
Для обеспечения смазочного действия необ димо, чтобы время,
требующееся на образование модифицированного :лоя на участке
фактического контакта трушихся тел, было меньше кемени среднего пробега
единичного микровыступа на поверхности тренд между двумя
последовательными его контактами с выступами сопряжен-ой поверхности.
Нагрузка, скорость и температура в области высоких CKi гостей действуют на три-
бологические свойства смазанного ухпа трения . ецифично и при
достижении заедания ни один из параметров не може~ 5ыть сведен друг к другу.
Влияние экзозлектронной эмиссии и роль пион-радикалов
ароматических углеводородов. Однако представлен! : о смазочном действии
углеводородных сред, как определяемом пронес ш окисления трущихся
металлов и углеводородов среды, противоречат 4екоторые
экспериментальные данные (так, согласно Фаину и Кройну, "абильный к окислению
бензол обеспечивает более высокие нагрузки ;;.;;дания, чем менее
стабильный гептан и т.д.). Эти результаты стимул и: жали дискуссию о роли
многоядерных ароматических углеводородов в с азочном действии
смесей различных углеводородов. Бирбауэр и Гольд:'атт (1971)
предположили, что в механизме их смазочного действия игдют основную роль два
Фактора: захват эмитируемых с поверхностей тре тя электронов
адсорбированными молекулами ароматических углеводе шов с переходом в
ароматические анион-радикалы, и реакционная спо эбность молекул с гете-
Роатомом, содержащихся в масле. В присутствии лифатических
углеводородов анион-радикалы взаимодействуют с ними бразуя «поверхностные
смолы» — олигомеры, обеспечивающие смазочне у материалу противоиз-
"Осное действие (23]. Идеи Гольдблатта нашли евс развитие при
формулировании основных представлений отрибохимии \ теводородов (см. ниже).
Отметим высказанное Г. В. Виноградовым (1'1) и некоторыми други-
и исследователями мнение, что механизм реал* ;.шии переходных (кри-
Ических) температур ПАВ, растворенных в не- лярных растворителях,
254
Глава 6. Граничная смазка
«не имеет ничего общего» с механизмом разрушения граничного
смазочного слоя реальных нефтяных масел. Дискутируя с этой точкой зрения,
Грю и Камерон (1972) растворили в различных нормальных углеводородах
и в белом масле поверхностно-активный компонент, выделенный Гроше -
ком и Пальмером из нефтяного масла, в концентрации 0,3-0,4% (т.е.
столько же ПАВ, сколько, по данным Грошека и Пальмера, содержалось
в нефтяном масле) и показали, что переходные температуры
полученных композиций составляли 150° С - столько же, сколько для самого
нефтяного масла. Это свидетельство в пользу существования единого
механизма разрушения граничных слоев модельных композиций и реальных
нефтяных масел было достаточно интересно, хотя едва ли можно считать
его прямым доказательством корректности представлений Камерона и его
учеников.
Кинетические описания процесса граничной смазки химически
активными средами. В рассматриваемый период был предложен ряд
уравнений для оценки трибологических характеристик процесса граничной
смазки в химически активных средах. Одни из этих уравнений основаны
на моделях процесса, учитывающих только стадию химического
модифицирования поверхности, т.е. основаны на представлении, что
образующийся модифицированный слой немедленно изнашивается в процессе
трения (Тао, 1968). Доринсон и Броман (1962) разработали двухстадийную
модель процесса, в которой учитываются стадии химического
модифицирования и изнашивания. Более адекватны трехстадийные модели,
учитывающие как процессы адсорбции и химического модифицирования, так
и процесс изнашивания поверхностных слоев, включая
модифицированные слои. Наиболее разработанная модель такого типа описана в работе
Сакураи и др. [24]. На основании этой модели из трибологических
измерений, сопровождаемых исследованием образования и разрушения
модифицированных слоев с помощью метода радиоактивных изотопов, удалось
изучить кинетику процесса изнашивания и раздельно оценить влияние
действующих факторов (контактного давления, скорости относительного
перемещения трущихся тел, концентрации присадки) на константы
скорости отдельных стадий этого процесса. Эта модель широко использовалась
японскими трибологами и в дальнейшем.
Трибохимия процесса граничной смазки. К этому времени было
установлено, что процессы, происходящие при трении, описать в терминах
обычных химических (термохимических) реакций затруднительно.
Процессы взаимодействия трущихся тел со средой и друг с другом и
превращения в поверхностных слоях при трении активируются не только
фрикционным нагревом, обеспечивающим достижение суммарной температурь'
в контакте, достаточной для реализации тех или иных химических реакций
на поверхностях трения, но и имеющими место в трибологическом прО'
6.3. Третья четверть XX века 255
ссе каталитическим действием обнажаемого в процессе трения металла
/«трибокататиз»), механохимическим разрывом молекул смазочной сре-
, электризацией трением, обеспечивающей создание соответствующего
силового поля, деформационными процессами, приводящими к
искажениям и частичному разрушению кристаллической решетки, к образованию
дефектов в поверхностном слое, стимулирующих адсорбционные и
химические процессы, экзоэлектронную эмиссию и эмиссию электронов
высоких энергий с поверхностей трения и т.д. (Финк, 1930-1967; Чайкин,
]9б7; Тиссен и др., 1967; Гольдблатт, 1971). Метиленовая структура
углеводородов в граничных слоях остается бездипольной лишь до наступления
напряженного состояния трибологического контакта и связанной с ним
механической деформации [4|, т. е. имеет место не термоактивируемые
химические, а трибохимические процессы. Именно трибохимическими
превращениями активных компонентов смазочных материалов в продукты,
не обладающие смазочной способностью. Г. В. Виноградов (1969)
объясняет постепенную потерю смазочными материалами способности
обеспечивать смазочное действие, т.е. результаты Бюхе, Дерягина и др. (см. выше).
Избирательный перенос. Одним из наиболее интересных трибохи-
мических процессов, изучаемых в рассматриваемый период, несомненно,
следует считать открытый Д. И. Гаркуновым и И. В. Крагельским
избирательный перенос, первоначально получивший название «атомарного
переноса меди при трении» [25|. При обследовании технического состояния
самолетов на рабочих поверхностях сопряжения сталь — бронза,
смазываемого спиртоглинериновой смесью, было обнаружено самопроизвольное
образование пленки чистой меди толщиной 1-2 мкм. Эта пленка,
покрывающая поверхности как стати, так и бронзы, обеспечивала резкое
снижение интенсивности изнашивания контактирующих деталей и на
порядки уменьшала силу трения. Первое объяснение этому эффекту было
дано уже в I960 г. и заключалось в способности восстанавливать оксид
меди до чистой меди, дисперсные частицы которой затем переносятся
На поверхность стали. Образовавшийся таким образом тончайший слой
чистой меди имел очень низкое сопротивление сдвигу и по мере
изнашивания восстанавливался в результате той же трибохимической реакции,
так что интенсивность изнашивания была ничтожно мала. Этот эффект
в Дальнейшем широко исследовался и в ряде случаев был реализован
в практике смазывания.
Трибополимеризация. В 1958 г. Херманс и И тан обнаружили на
реечных контактах смолистые отложения, которые образовались путем хи-
Ических превращений паров органических веществ, выделяемых изо-
ЯЦионными материалами. Они воспроизвели условия образования этих
Ч1еств на машине трения с осциллирующим движением в парах органи-
с*их веществ (например, бензола) применительно к металлам платино-
256
Глава 6. Граничная смазка
вой группы. Образование этих отложений, названных ими «полимерами
трения», снижало сопротивление относительному перемещению
трущихся тел. Позднее Фаин и Кройц (1965) установили, что при трении в среде
низкомолекулярных ненасыщенных и ароматических углеводородов
(бензола, циклогексана и т.д.) наблюдалось образование в зоне фрикционного
контакта «окисленного органического полимернодо продукта»,
обеспечивающего эффективное смазывание, т. е. обнаружили катализ «полимера
трения» на обнажающейся в трибологическом процессе поверхности
металла. Бензол тормозит начавшееся заедание, а циклогексан
предотвращает его. ИК-спектры образовавшегося твердого аморфного продукта
свидетельствуют о раскрытии бензольных колец в процессе трибохимической
реакции и превращении бензола в углеводород алифатической структуры,
из которого в дальнейшем образуется полимер трения.
Чайкин предположил, что механизм образования полимеров трения
определяется как каталитическим эффектом (объяснение,
напрашивающееся, поскольку, согласно Хермансу и Игану, наиболее интенсивно
полимеры трения образуются на металлах платиновой группы, проявляющих
большую каталитическую активность), так и эмиссией экзоэлектронов,
которые захватываются соединениями, образующимися за счет реакций,
протекающих под влиянием катализаторов, что инициирует
дополнительные реакции на поверхностях трения (1967). Довольно быстро, однако,
выяснилось, что направленное осуществление трибополимеризации из
товарных смазочных материалов на трущихся поверхностях достаточно
затруднительно. Поскольку нефтяные смазочные масла являются сложными
смесями углеводородов, нет гарантии, что любое сочетание их
компонентов — даже в пределах одной стандартной композиции — обеспечит
реализацию этого процесса в требуемых трибологических условиях.
Поэтому отечественные исследователи Ю.С.Заславский в 1972 г. [26]
и Р. Н. Заславский в 1973 г. пришли к идее использования в качестве
присадок соединений, легко образующих «полимеры трения». Им удалось
не только систематически изучить влияние строения непредельных
углеводородов (мономеров и олигомеров) на природу и смазочные свойства
образующихся пленок, т. е. на процесс образования непрерывно
регенерирующейся по мере изнашивания защитной полимерной пленки, и
найти удачные модельные органические соединения, которые образовывали
полимеры трения в трибологическом контакте, но также разработать
промышленные присадки на их основе, которые при корректном применении
обеспечивали эффективное снижение трения и изнашивания элементов
трибосопряжения. Отметим также обнаруженный М. В. Райко и В. П. Ка-
домским (1972) при качении и качении с проскальзыванием эффект
образования на поверхностях трения «твердообразных органических пленок»-
Эти самоорганизующиеся органические пленки (СОП) обладают
достаточной адгезией к поверхностям трения, препятствуют металлическому
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 257
контакту трущихся тел и обеспечивают тем самым хорошие противоиз-
носные свойства до температур, превышающих 200° С.
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века
Основные направления исследований. В эти голы заметно возрос
интерес к рассматриваемой проблеме [27, 28]. Такие авторитетные
эксперты, как Даусон и Тейлор приходят к выводу, что изучение трения при
граничной смазке становится одним из приоритетных направлений в
трибологии (1985). Важной причиной обостренного внимания исследователей
к проблемам граничной смазки является, в частности, ужесточение — как
по нагрузкам, так и по температурам — условий работы смазанных узлов
трения, стремление к их миниатюризации, бурное развитие нанотриболо-
гии, стимулируемое требованиями новой техники, — прежде всего
компьютерной, и т.д. [27]. Широкое применение новой экспериментальной
техники и современных инструментальных методов исследования в эти
годы позволило получить более ясное представление как о продуктах,
образующихся на поверхностях трения в процессе трибохимических
реакций, имеющих место при граничной смазке, так и о самом изучаемом
процессе. Стало возможным проводить исследование непосредственно
в процессе трения (например, с использованием атомно-силового
микроскопа, фрикционного силового микроскопа и установки для измерения
поверхностных сил SFA). В эти же годы предложен ряд новых моделей
(втом числе — кинетических) процесса трения в режиме граничной
смазки. Разумеется, совершенствовались также методы исследования
поверхностных слоев после окончания трибологического эксперимента
(сканирующий туннельный микроскоп, оже-электронная спектроскопия,
рентгеновская фотоэлектронная спектроскопия, рентгеновский микроанализ,
Фурье-ИК-спектроскопия и т.д.).
Экспериментальные исследования процесса граничных слоев в
процессе трения. В этот период значительный интерес представляют
исследования Израелашвили (1982), который установил, что в контакте молеку-
лярно гладких поверхностей слюды простые молекулярные органические
Жидкости образуют эффективные слоистые структуры толщиной
несколько молекулярных слоев от поверхностей. Несколько позднее он при
изучении сдвигового сопротивления простых углеводородов показал, что при
зазоре между поверхностями слюды менее трех молекулярных слоев вяз-
Кость жидкости скачкообразно начинает превышать объемную. Однако,
по мере того, как темп сдвига увеличивается, эта вязкость вновь резко
падает. Сопротивление сдвигу скачкообразно увеличивается при изменении
тОлщины слоя от трех молекулярных слоев к двум и от двух слоев к
одному В то же время Жорж (1993), также используя установку "force balance"
(surface-force apparatus), но применительно к контакту сфера — плоскость
Современная трнболо! ия
258
Глава 6. Граничная смазка
(обе детали изготавливают из кобальтсодержашего стекла), установил, что
простые углеводородные среды формируют на поверхностях образцов
«иммобильные слои» толщиной порядка 1 нм, имеющие аномальную вязкость,
но наблюдаемого Израелашвили слоистого строения этих пленок не
обнаружил. При скольжении толщина этих слоев незначительно возрастала,
но сила трения при этом заметно снижалась. Это было приписано
устранению перекрытия силовых полей, имеющему место в статике, и наличию
слабого взаимодействия концевых метильных групп молекул стеариновой
кислоты, адсорбированных на поверхностях трения j28].
При изучении динамических свойств тонких смазочных слоев путем
постановки экспериментов и компьютерного моделирования [27J было
установлено, что в трибологическом процессе в среде
поверхностно-активных веществ на поверхностях трения могут образовываться различные
типы упорядоченных состояний в зависимости от температуры, нагрузки
и скорости скольжения. В процессе относительного перемещения
трущихся тел могут реализоваться динамические фазовые переходы между этими
состояниями. По всей вероятности, именно при исследовании
граничных слоев непосредственно в трибологическом контакте следует ожидать
ответа на волнующий трибологов уже много лет вопрос — каково
реальное строение граничных слоев и насколько правильно об этом строении
судили ранее по данным многочисленных исследований вне трибологи-
ческого контакта. Отметим также весьма интересные результаты
исследования процесса граничной смазки на наноуровне с помощью такого
тонкого инструмента, как атомный силовой (АСМ) и фрикционный силовой
(ФСМ) микроскоп [27, 28]. Результаты этих исследований, в основном,
подтвердили многие зависимости, установленные ранее при
исследованиях на макро- и микроуровне (с учетом того, что трение меньше, чем
на макроуровне — вследствие практического отсутствия деформационной
составляющей). Однако Жорж вполне обоснованно предостерегает от
механического переноса результатов, полученных на макроуровне, на нано-
уровень и обратно [28].
Ряд исследований, имеющих принципиальный характер, был
проведен, в отличие от рассмотренных выше, с использованием традиционных.
порой даже стандартных методов и средств. Так, Д. В. Рябов (1987), оценив
температурную стойкость при трении ряда мыло-масляных смесей
(концентрации от 0 до 30% стеарата или 12-оксистеарата лития в нафтено-
парафиновом масле С-220 или в веретенном АУ) на четырехшариковой
машине с медленным вращением (метод Р. М. Матвеевского), показал, что
зависимости между концентрациями мыла в масле (по логарифмической
шкале) и обратными критическими температурами этих композиций при
трении представляют собой две линейные ветви с разрывом при
критической концентрации структуроообразования (ККС).
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 259
рис. 12. Соотношение между
концентрацией ПАВ и обратной критической
температурой при трении для: 1 —
раствор стеарата лития в вазелиновом
масле; 2 — растворы LiOSt в веретенном
масле АУ; 3 — раствор дибензилдисуль-
фида в вазелиновом масле; 4 —
промышленная присадка «Сульфол» в
вазелиновом масле
In С
1
О
-Q^r
_ОЧ
1
т*
_--*;
v 2
о \.
^
■+ z4
3
4
Л 5
V
ЛЬ
^<
2,0 2,25 2.5
1000/Гсг|
При такой концентрации мыла система из состояния несвязанного
золя переходит в структурированный гель, а на термограмме ДТА
отмечается появление новой мезофазы (для системы «LiSt — масло С-220» ККС
имеет место при концентрации 0,5 % масс, а для системы «L.iOSt —
веретенное масло» ККС реализуется в интервале концентраций 0,5-1 % масс),
и скачкообразно снижаются критические температуры. При дальнейшем
увеличении концентрации мыла в масле критические температуры вновь
начинают возрастать. Эти результаты позволяют по-новому подойти к
вопросу о связи поверхностных и объемных характеристик смазочных сред
(рис. 12).
Широкое применение новых инструментальных методов
исследования в рассматриваемый период позволило подтвердить и/или уточнить
ряд положений, выдвинутых в предыдущий период, и прежде всего,
положение, что состав граничных слоев изменяется в направлении наиболее
адекватного обеспечения поверхностной прочности трущихся тел. Так,
изучение с помощью масс-спектроскопии вторичных ионов состава
модифицированного слоя, образованного меченым диалкилдитиофосфатом
Цинка на поверхности стальной детали, истертой в среде раствора диал-
килдитиофосфата цинка, позволило установить, что этот слой (имеющий
толщину — в зависимости от режима трения — от 100 до 1000 нм) сам
по себе может быть многослойным, причем непосредственно на
поверхности образуется слой, состоящий из смеси сульфидов и оксидов железа,
ча нем располагается слой полифосфатного стекла с примесью оксидов
и сульфидов цинка, а наружный слой представляет собой
адсорбированные органические радикалы (29).
При увеличении нагрузки изменяется не только состав модифициро-
ванных слоев, но и механизм изнашивания: при невысоких нагрузках —
ПеРеход от пропахивания к деформации поверхностей, при более
высоких — от пропахивания к отслаиванию (Халлоуис, 1990). По-видимому,
пРи работе в умеренных условиях AW режима противоизносные свойства
с°пряжению обеспечивают адсорбированные слои ЦДТФ, при более
тяжелых AW режимах происходит первичное разложение присадки с образова-
260
Глава 6. Граничная смазка
нием первичных химически модифицированных слоев. При перехоле к ЕР
режиму в результате более глубокого разложения присадок и
прохождения вторичных реакций на поверхностях трения присадки образуют
модифицированные слои с повышенным содержанием серы, но обедненные
фосфором. Возможна полимеризация молекул ЦДТФ с образованием ими
толстых пленок на трущихся поверхностях |29|. Дитиофосфат молибдена
образует на поверхности трения толстую пленку, состоящую из фосфата
железа и сульфида молибдена, причем на поверхность ответной летали
переносится только пленка сульфида молибдена. Методом Раман-спектро-
скопии установлено наличие M0S2. имеющего дексагональную структуру,
на следе трения. Анализ продуктов износа с помощью туннельного
микроскопа и метода дифракции электронов низкой энергии показал, что в их
состав входят молибден и стекловидный фосфат железа. Это позволило
предположить, что противоизносное действие дитиофосфата молибдена
обеспечивает стеклообразный фосфат железа, а антифрикционное —
дисульфид молибдена (Мартин, 1995). При трении сталей в среде масла
с присадкой дитиокарбамата молибдена на поверхностях трения также
высаживаются сера и молибден, которые в процессе вторичных
химических реакций непосредственно на этих поверхностях образуют дисульфид
молибдена, обеспечивающий высокие антифрикционные свойства
смазанному трибосопряжению (30].
Отметим также большие возможности метода сканирующей микро-
ИК-спектроскопии, использованного Грондковски и др. (2000), который
исследовал продукты деструкции н-гекса-декана в условиях статического
(нагрева при 180° С) и трибохимического (при трении стальных образцов
в режиме граничной смазки) окисления. В первом случае продукты
окисления представляли собой алифатические углеводороды Cs — Сц и
кислородсодержащие соединения, включая карбоновые кислоты; во втором —
комплексные кислородсодержащие соединения, а также органические
кислоты, кетоны, эфиры. В ходе трения в присутствии оксида меди
образуются также непредельные углеводороды. Лудема методом эллипсометрии
установил, что при трении стальных образцов в чистом минеральном масле
на поверхности трения постепенно образуется двухслойная пленка,
первый (от поверхности металла) слой представляет собой смесь оксида
железа РезО4, небольшого количества карбидов железа и металлического
железа, а внешний слой состоит из органических соединений железа на основе
эфиров и кислот, так что в процессе трибохимических превращений имеет
место образование металлоорганических соединений, причем граничный
слой ведет себя скорее как твердое тело, чем как вязкая жидкость [31).
Было установлено, что различные химически активные среды
оказывают различное влияние на уровень шероховатости изнадиинаемых
поверхностей: так, «модификаторы трения» (например, дитиофосфаты
молибдена) выглаживают эти поверхности, а известная противоизносная присадка
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 261
дитиофосфат цинка — скорее огрубляет их; противозалирная присадка ди-
бензилдисульфил (ДБДС) также огрубляет, а противоизносная дифенил-
писульфид (ДФДС) — выглаживает. При испытании в атмосфере воздуха
поверхности трения в обоих случаях были более гладкими, чем при
испытании в атмосфере аргона. При этом молекулы смазочного материала
проявляют большую склонность к адсорбции на сульфидах железа, чем
на оксидах железа, так что модифицированные слои (в данном случае —
сульфиды железа), образовавшиеся при тяжелых режимах граничной
смазки, оказывают смазочное действие не только за счет своей меньшей
прочности на сдвиг по сравнению с основным металлом, но и своей
способности образовывать более прочные слои адсорбционного происхождения
ПО сравнению с первоначальной поверхностью, покрытой слоем оксидов.
Наконец отметим, что согласно «унифицированной» теории граничной
смазки Камерона (1985), в интервале температур l\v > Т > Ткр смазочное
действие осуществляется за счет образования «толстых» полимерных
пленок и лишь после их разрушения начинается химическое взаимодействие
активных компонентов среды с поверхностями трения с образованием
химически модифицированных слоев.
Трибохимические процессы при граничной смазке. В
рассматриваемый период по мере накопления данных о влиянии процесса трения
на механизм действия смазочных материалов все большее внимание
уделяется трибохимическим аспектам смазочного действия, изучению и
практическому использованию процессов, в основе которых лежит трибохимия.
Публикуется ряд серьезных обобщений и обзоров, в которых детально
анализируются трибохимические процессы при граничной смазке [30,32-34].
Все большее значение придается тому факту, что химические реакции
и адсорбционно-дссорбнионные процессы при трении значительно
отличаются от аналогичных статических термически активируемых процессов.
Некоторые трибохимические реакции в условиях интенсивной
деформации контактирующих тел могут не зависеть (или мало зависеть) от
температуры. В статических условиях такие реакции могут быть
маловероятны и даже термодинамически невозможны. Трибологический процесс
обеспечивает свежеобнажаемым в процессе трения поверхностям
металла столь высокую активность, что углеводороды могут хемосорбироваться
на этих поверхностях и даже вступать с ними в химическую реакцию,
Что невозможно при тех же температурах в статических условиях (Хсу
и Клаус, 1978). Энергии активации ряда трибохимических реакций мно-
г° меньше, чем термохимических, скорости трибохимических реакций
Многократно превышают скорости обычных термохимических реакций,
а процесс деградации активных компонентов смазочной среды
происходит более интенсивно в трибологическом процессе, чем при выдержке
Этой среде при той же температуре |32|. Поэтому неудивителен интерес,
262
Глава 6. Граничная смазка
проявляемый исследователями ктрибохимическим реакциям, и их
стремление выявить механизм этого процесса.
Вполне самодостаточную концепцию протекания трибохимических
процессов без рассмотрения конкретных механизмов их реализации
выдвинул Б. И. Костецкий [35]. Вследствие взаимодействия активированных
трением поверхностных слоев с окружающей (в том числе смазочной)
средой на поверхностях трения спонтанно образуются «вторичные структуры»
(ВС), которые по строению, свойствам и составу коренным образом
отличаются от исходных материалов и представляют собой новую фазу
(тонкопленочный объект), обладающую экстремальными антифрикционными
и противоизносными свойствами. Во вторичных структурах
аккумулируется от 90 до 98 % энергии трения. В определенном диапазоне скоростей,
нагрузок и температур («диапазон структурной приспосабливаемое™»)
коэффициенты трения и износ во много раз ниже, чем за пределами этого
диапазона (осуществляется «нормальное» изнашивание), а за его
пределами осуществляется переход в режим «патологического изнашивания». Это
объясняется тем, что в диапазоне структурной приспосабливаемости
процессы образования и разрушения ВС на поверхностях трения находятся
в динамическом равновесии, а вне этого диапазона происходит нарушение
этого равновесия, что ведет к переходу либо к интенсивному адгезионному
изнашиванию, либо к интенсивному коррозионно-механическому
изнашиванию. В конечном счете, постулируется наличие явления
самоорганизации трибосистем в процессе трения. Это представление плодотворно
развивалось школой Б. И. Костецкого (Л. И. Бершадский, А. К. Караулов,
В. С. Романов и др.) в последующие десятилетия.
Механизм трибохимических процессов. Значительное количество
исследований этого периода было посвяшено механизму
трибохимических процессов [33-38]. Принципиальное значение приобретает вопрос
о механизме этих реакций, о способе передачи генерируемой трением
механической энергии к реактору, в качестве которого выступает трибо-
логический контакт, где протекают эти реакции. Современные
исследователи связывают активацию контактной зоны при трении, стимулирующую
прохождение трибохимических реакций, в основном, с процессами
переноса электронов и с образованием в процессе трения анионов
органических соединений. Согласно предложенной Кайласом концепции анион-
радикального механизма действия масел и их компонентов (концепция
NIRAM), реакции смазочных сред с поверхностями трения в трибологи-
ческом процессе в наибольшей степени определяются двумя процессами
передачи энергии трения в зону реакции: фрикционным подъемом
температуры в трибологическом контакте и воздействием самопроизвольно
эмитируемых поверхностями твердых тел при трении (а также тел при
деформировании, механической обработке и даже при десорбции
адсорбированных молекул среды) электронов низкой энергии (экзоэлектронов)-
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 263
ионизирующих молекулы смазочного материала, находящиеся в
непосредственной близости к источнику экзоэлектронов с образованием анионов
А анион-радикалов, вступающих во взаимодействие с участками
поверхности металла, приобретшими положительный заряд вследствие эмиссии
этих экзоэлектронов7' [34].
Опираясь на выдвинутую им анионно-радикальную концепцию, Ч.
Кайлас обосновал механизм смазочного действия углеводородов,
базирующийся на взаимодействии молекул этих соединений (спиртов и эфиров,
а также химически-активных присадок) с экзоэлектронами,
эмитируемыми контактирующими поверхностями трущихся тел. который, в частности,
вполне удовлетворительно объясняет разницу трибологического действия
дибензил- и дифенилдисульфида, связывая более высокие противозадир-
ные свойства пердюй из присадок с особенностями строения радикала
ДБДС и его превращениями в процессе трибохимической реакции,
ведущими к образованию ацетилена, который полимеризуется в зоне трения.
Кайдас на основании обобщенной концепции NIRAM-HSAB8'
обосновал также механизм трибохимического взаимодействия воды с
некоторыми керамиками и т.д.
Избирательный перенос. Из трибохимических процессов у
отечественных исследователей за рассматриваемый период наибольший
интерес (судя по числу публикаций) вызвал избирательный перенос [36-38].
Так, при изучении структурных изменений в тончайших поверхностных
слоях металлов, работающих в условиях избирательного переноса,
установлено, что на глубине порядка микрометра и менее имеет место
интенсивный диффузионный поток атомов (при этом коэффициенты диффузии
достигают значений термически активируемой диффузии при
температуре, близкой к плавлению сплава), сопровождающийся обеднением
поверхностного слоя антифрикционного сплава легирующими элементами,
вследствие их избирательного растворения в поверхностно-активной
среде, и образованием пленки чистой меди на границе раздела трущихся
тел, причем имеет место четкая межфазная граница между материалом
сплава в объеме и сервовитной пленкой, материал которой находится
в состоянии, подобном расплаву, обладая аномальной пластичностью. При
изучении физико-химических процессов, развивающиеся при
избирательном переносе, установлено периодическое образование пленок в процессе
ассоциации молекул комплексных соединений, образующихся в
результате взаимодействия лиганд смазочного материала с атомами металла,
•эмиссии с поверхности трения других частиц — электронов высокой энергии, ионов,
°мпонентов разрушенной кристаллической решетки трушихся тел и т. л. — Кайлас придает
меньшее значение.
Концепция IISAB (принцип Льюиса жестких и мшких кислот и оснований) использо-
ана Кайласом при создании обобщенной концепции NIRAM-HSAB. обладающей большими
пРогностическ ими возможностями, чем отдельно NIRAM |34).
264
Глава 6. Граничная смазка
выходящими на поверхность вместе с дислокациями. Эти пленки,
скользя по поверхности и одна по другой, обеспечивают смазочное действие
при избирательном переносе9'. В то же время было установлено, что ИП
может быть реализован для относительно ограниченного ассортимента
сочетаний пар трения и смазочных сред и в достаточно узком интервале
изменения внешних условий. Так, особенностями медных сплавов,
ограничивающими возможность реализации ИП, являются структурная
нестабильность твердого раствора и его гетерогенность, так что изменением
состава антифрикционного сплава, обеспечивающим исключение
деформационного распада его структурных составляющих в процессе диффузии
при трении, как и регулированием состава смазочной композиции, область
реализации ИП можно несколько расширить (Л. И. Куксенова и др., 1990).
Введение в масло, смазывающее пару трения «сталь — сталь», некоторых
комплексных соединений меди, подобных тем, которые образуются в
процессе трибохимических превращений при ИП, позволяет осуществлять
некоторое время процесс, аналогичный ИП (Г. Г. Чигаренко и др., 1994).
Изучая начальный период избирательного переноса, А. С. Кужаров
установил, что на первым этапе трения стали по медному сплаву (например,
бронзе) в глицерине (или в другой среде, обеспечивающей реализацию
ИП) коэффициент трения относительно велик, что обеспечивает
необходимую трибоактивацию исследуемого процесса. Далее начинается
интенсивное избирательное анодное растворение легирующих медный сплав
элементов (олова, алюминия и т.д.). На поверхности трения уже в
начальный момент ИП образуются защитные диэлектрические пленки. Перенос
медного сплава на сталь и образование сервовитной пленки происходит
значительно медленнее в виде отдельных блоков нанометрических
размеров. Происходящее при трении изменение стационарного электродного
потенциала поверхностей трения свидетельствует о непрерывном
изменении состава и свойств образовавшихся пленок. Оно имеет колебательный
характер, причем при образовании сервовитной пленки и переходе в
режим «безызносности» стационарный электродный потенциал поверхности
скачкообразно увеличивается от значений, характерных для стали, к
значениям, характерным для чистой меди (Л. С. Кужаров, 1998).
Как известно, избирательный перенос обеспечивает в идеале эффект
безызносности, что связывают с формированием при трении диссипа-
тивных структур, минимизирующих энергетические потери при трении,
и преобразование внешней энергии трения во внутреннюю, не вызывая
процессов, приводящих к разрушению поверхностей трения. А. А.
Поляков описал трибологический процесс в этом режиме с позиций
самоорганизации (1993). В то же время было также показано, что образова-
' См.: Симаков Ю.С. В кн.: Избирательный перенос в тяжелонагруженных у пах трения.
М.: Машиностроение, 1982. С. 88-111.
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 265
ние подобных структур возможно не только при избирательном переносе
(О. Ф- Кириенко. 1992). Было также установлено, что значительная
каталитическая активность сервовитной пленки вызывает образование на ней
полимерных пленок из свободных радикалов органических веществ,
которые возникают в процессе деструкции смазочного материала, высокая
теплопроводность способствует снижению температуры поверхности
путем отвода теплоты в глубинные слои материала, а легкая
деформируемость обеспечивает снижение фактического давления в контакте |36|.
Трибополимеризация. В рассматриваемый период продолжается
развитие исследований процесса трибополимеризации, включая изучение его
механизма и практическое его использование для обеспечения улучшения
смазочного действия масел. Изучапась способность смазочных
композиций образовывать подобные пленки в зависимости от строения, структуры
и состава химических соединений (мономеров и олигомеров), которые
используются в качестве трибополимеробразующих присадок [39,40). Так,
в случае ацетиленовых и олефиновых соединений, которые обеспечивали
повышение противоизносных свойств базоводо масла, введение в
молекулу соединения групп: —ОН, —СООН, — СНО, —COOR и некоторых
других приводит к значительному повышению противоизносных свойств этих
соединений. Были отмечены несколько более высокие значения
противоизносных свойств для полимеров ацетиленового ряда (полиенов). Это, по-
видимому, объясняется повышенным значением адгезии к металлической
подложке образовавшихся в этом случае трибополимеров, вследствие
образования донорно-акцепторных комплексов полиенов с металлами [39].
Химические соединения, образующие в зоне трения металл-полимерные
комплексы, обеспечивают более эффективное противоизносное действие,
чем не образующие их. Для получения полимерных пленок с высокими
противоизносными и противозадирными свойствами, наряду с
наличием в соединении активных полимеризуюшихся, а также функциональных
групп, мономер или олигомер должен иметь определенную конфигурацию
или конформацию, которая обеспечивает легкую хемосорбнию
соединения на поверхности металла.
Последние десятилетия отечественные исследователи, в основном,
сосредоточили внимание на изучении механизма приработочного
действия трибополимеробразующих (ТПО) присадок к маслам. При введении
в инактивную смазочную среду (тетрадекан) ТПО химических соединений
Наблюдается резкое повышение момента трения, что связано с вытеснени-
ем с поверхности контакта молекул тетрадекана более полярными
молекулами ТПО, обладающими крайне низкой смазочной способностью. Это
приводит к усилению адгезионного взаимодействия между поверхностя-
Ми> что обеспечивает изнашивание их по вершинам неровностей, значи-
ельную активацию этих участков контакта; к повышению температуры.
266
Глава 6. Граничная смазка
активизации экзоэлектронной эмиссии и каталитического влияния све-
жеобнажаюшейся поверхности металла, что, в свою очередь, обеспечивает
трибополимеризацию молекул ТПО соединений. Образуются
высокомолекулярные соединения, покрывающие фактическую площадь контакта
трущихся тел, так что износ металла в дальнейшем заменяется износом
образовавшейся и постоянно восстанавливающейся по мере изнашивания
полимерной пленки. Таким образом, приработка осуществляется без
значительного съема металла.
Активно изучали в это время эффект трибополимеризации также
зарубежные исследователи (см., например, [40, с. 156-181]). Их работы во
многом связаны с поиском соединений, годных для практического
использования (задача, успешно решенная, как уже указано выше, отечественными
специалистами [39]). Здесь следует отметить исследования механизма
процесса трибополимеризации, проведенные Фьюри и Кайласом. Широкое
использование современных аналитических приборов позволило с
привлечением компьютерных программ рассчитывать строение молекулы трибо-
полимера, образующегося из исследуемых мономеров в трибологическом
процессе, исходя из определения минимальной энергии, затрачиваемой
на химические преобразования структуры исходного мономера втрибопо-
лимерную структуру при известном наборе атомов, входящих в состав
молекулы. Представлены возможные модели процесса трибополимеризации.
Так, для соединений, содержащих СООН и ОН группы, исходя из того,
что определяющими в реализации этого процесса являются термический
и каталитический эффекты (1990), продуктом трибополимеризации
являются полиэфиры, а реакции с поверхностью металла не наблюдается.
Другая модель предполагает учет влияния также экзоэлектронной эмиссии
(ЭЭЭ). В этом случае, кроме полиэфиров должны образоваться продукты,
содержащие атомы металлов, так что имеет место реакция с поверхностью
металла. При трибополимеризации виниловых мономеров инициирование
этого процесса осуществляется за счет ЭЭЭ и температуры. Здесь также
предполагается реакция с поверхностью металла, а на поверхности
реакции проходят не по схеме катионной полимеризации. Выдвигается идея
использования трибополимеробразуюших сред для смазывания деталей
из химически инертных керамик. В этот же период Окабе и др. (1990)
также исследовали эффект трибополимеризации, используя в качестве
присадок мономеры 2-гидроксикарбоновых кислот с различными пря-
моцепочными алкильными группами и другие соединения, причем при
малых концентрациях лучшие антифрикционные свойства обеспечивали
мономеры с большой длиной алкильной цепи, а при высоких
концентрациях длина цепи не оказывала влияния на трибологический эффект.
Установлена также эффективность некоторых трибополимеробразуюших
присадок к синтетическим маслам и к воде. По мнению Накаямы, в основе
трибополимеризации ароматических соединений с метильными группами
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 267
лежат радикальная, анион-радикальная и пероксидная полимеризация.
Его данные подтверждают, что полимеры трения не являются продуктами
окислительных процессов.
Исследования деградации смазочных материалов при трении
интенсивно продолжались в рассматриваемый период. Так, на узле трения,
установленном непосредственно в камере растрового электронного
микроскопа, было показано, что повреждение граничного слоя происходит
вследствие «выглаживания» стальных образцов при граничной смазке инак-
тивным маслом, т. е. граничный слой теряет работоспособность, когда
в процессе трения изнашиваются микрошероховатости рабочих
поверхностей трущихся тел и тем самым устраняются микрорезервуары масла,
из которых подпитывается граничный слой (В. Холзауер, 1990). На
долговечность граничной пленки масла в процессе трения основное влияние
оказывает природа исследуемого смазочного материала и природа
трущихся тел, а введение в смазочный материал различных ПАВ повышает
его ресурс. Рассматривают две причины потери смазочным материалом
своих трибологических свойств в процессе трения. Первая связана с тем,
что продукты износа, обладая большой удельной поверхностью,
адсорбируют активные компоненты смазочного материала и уносят их из зоны
контакта. Так, при реальных толщинах граничного слоя продукты
износа, согласно И. И. Карасику и А. Ш. Черному (1984), могут пассивировать
объем смазочного материала в 20 раз больший.
Другие исследователи связывают деградацию смазочных материалов,
приводящую к заеданию трибосопряжений, с необратимыми трибохими-
ческими превращениями в продукты, не обладающие смазочной
способностью. В то же время, согласно результатам испытаний микродоз
смазочного материала, в процессе изнашивания образуется достаточно малое
количество нерастворимых продуктов деструкции масла, но они
образуют с маслом мазеобразные смеси, которые препятствуют проникновению
свежего масла к поверхностям трения, вызывая тем самым заедание три-
босопряжения (Х.Ли, 1999). Продукты деградации масла подобны
продуктам его окисления при 400° С и выше, в то время как доза масла,
не проникшая в зону контакта, имеет температуру не выше 150° С.
Отметим, что задействованная в образовании мазеобразных продуктов доза
масла составляет от 4 (для полиальфаолефинов) до 35 % (для полигликоле-
вых эфиров) от первоначального объема масла. Детальные исследования
Деградации масла в узлах трения скольжения и качения позволило
рассчитать энергии активации процессов деградации смазочных масел и оценить
и* Ресурс (К. И. Климов, 1988, В. Г. Мельнников, 2001).
Коллоидно-химические аспекты граничной смазки. Г. И. Шор,
разовая идеи К. С. Рамайя и Г. И. Фукса, получил ряд свидетельств того,
Что взаимодействие нефтяных масел с поверхностями трения происходит
268 Глава 6. Граничная смазка
на уровне ассоциатор, в результате чего образуемые граничные слои имеют
коллоидно-химическую природу. Они являются результатом гетеродадуля-
ции на поверхностях трения содержащихся в масле совместных ассоцца-
тов, образуемых присадками и базовым маслом, что обеспечивает наличие
полимолекулярных граничных пленок, осуществляющих надежное
разделение рабочих поверхностей трущихся тел [41]. Однако образование аесо-
циатов препятствует химическому взаимодействию молекул (или
компонентов молекул) присадки с поверхностями трения. По мнению Г. И.
Шора, в этом случае необходимо такое сочетание масла и углеводородного
радикала дитиофосфатной присадки, чтобы при температуре разложения
присадки сольватация ее маслом была минимальной. Чем выше степень
очистки масла, тем меньшую сольватацию присадки оно обеспечивает.
Тогда трибохимическая реакция с поверхностью трения будет проходить
достаточно быстро. Естественно, при более низких температурах сольватация
должна обеспечивать существование образованных молекулами присадки
и масла прочных коллоидных частиц, которые, в свою очередь, образуют
сплошной граничный слой с хорошей адгезией к поверхности трения.
В.А.Левченко (1994) на основе изучения эпитропных
жидкокристаллических (ЭЖК) смазочных слоев предложил новую модель
граничного слоя, которая впоследствии получила название модели Дерягина—
Левченко формирования структурно-упорядоченного ЭЖК-слоя
граничной смазки. Модель с высокой точностью отражает трибологический узел,
работающий в условиях граничной смазки, пространство в котором
заполнено ЭЖК-слоем смазочного масла. Адсорбционные (переходдше)
слои между твердыми поверхностями и ЭЖК-слоями имеют
упорядоченность, отличающуюся от более удаленных от поверхности ЭЖК-слоев
(см. рис. 13). Согласно термодинамическим представлениям Гиббса
свойства граничной фазы могут быть отличными от свойств объемной фазы.
Как показано на рис. 13, под действием поверхностных сил, твердая
поверхность изменяет расположение центров масс молекул ЭЖК-слоев
смазочного материала, ориентируя их гомеотронно к границе поверхности
и формируя тем самым слой с квазисмектическим упорядочением
(гиперплотной упаковкой) и параметром ориентационного порядка Q,, близким
к 1. Так как слой ЭЖК расположен между двумя твердыми подложками
с выраженной гомеотропной ориентацией, то напрадиение
вектора-директора едино по всему объему слоя. Твердые подложки, индуцируя в объем
смазочного ЭЖК-слоя гомеотропную ориентацию, тем самым, как
показано на модели, формируют однородную упорядоченность в узле трения
Применение модели Дерягина—Левченко is граничном трении
позволило разработать механизм управления структурированными ЭЖК
граничного слоя в рабочем режиме агрегатов с большими удельными
нагрузками (турбин, компрессоров и др.). Данный механизм заключается в
создании на границе металл — металл управляемого структурированного ЭЖ^
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 269
Рис. 13. Модель Дерягина—Левченко формирования структурно-упорядоченного
ЭЖК-слоя граничной смазки [42]
граничного слоя масла, обладающего в силу особенностей своей структуры
упругостью формы, ориентационным параметром порядка и создающего
необходимые условия для минимальной диссипации энергии при
относительном скольжении твердых тел [42].
К исследованиям процесса граничной смазки в рассматриваемый
период относится также изучение смазочных свойств растворов жидких
кристаллов, в частности, жидкокристаллических присадок к нефтяным
маслам, которое проводилось рядом исследователей (Кунчинов, Родненков,
1996). Такие присадки снижали коэффициенты трения и интенсивность
изнашивания трущихся тел и стимулировали формирование
микротопографии поверхностей трения, обеспечивающей увеличение фактической
площади контакта. Причину этого видели в том, что молекулы жидких
кристаллов способны ориентироваться длинными осями вдоль бороздок микрорель-
ефа, обеспечттая толщину граничного слоя, соизмеримую с высотой
неровностей. С другой стороны, хотя смазочное действие ЖК обуслодшено
тем, что на подюрхности трения они обеспечивают образование плотноупа-
кованного и ориентированного слоя достаточной толщины, холестериче-
ские ЖК отличаются невысокой адсорбционной активностью.
Установлена возможность применения их совместно с «ориентантами» (например,
Мирными кислотами, эфирами холестерина и т.д.), молекулы которых
вПисываются в ориентанионный порядок жидкокристаллических структур
и обеспечивают прочное сцепление первого слоя молекул ЖК с подложкой
\*— Н. Бобрышева, 2000). Роль ориентанта для различных смазочных сред
м°гут выполнять также некоторые покрытия (например, монокристалли-
еское углеродное покрытие, предложенное В.А.Левченко и др., 2000).
270
Глава 6. Граничная смазка
Рис. 14. Обобщенная зависимость
коэффициента трения от температуры в трибо-
логическом контакте [44]
Как уже отмечалось, в эти долы был предложен ряд новых моделей
процесса граничной смазки. Л. И. Бершадский и А. И. Богданович создали
кинетическое описание процесса нормального механо-химического
изнашивания при граничной
смазке как обобщенной трехстадий-
ной трибологической реакции, на
основании которого разработали
расчетно-экспериментальную
методику оценки кинетических
характеристик (константы скорости,
энергии активации, значения
порядка) для каждой ее стадии [43].
Позднее ими было показано, что
в диапазоне условий,
соответствующих нормальному механо-хими-
ческому изнашиванию, значения
энергии активации
поверхностного разрушения (т. е. изнашивания)
сталей в углеводородных средах инвариантны. За пределами этого
диапазона (т. е. в условиях повреждаемости) эти величины существенно меньше.
В рассматриваемый период была сформулирована концепция трех
переходных температур при граничной смазке [44|. Обобщенная зависимость
коэффициента трения от температуры при граничной смазке (рис. 14)
характеризуется тремя переходными температурами, каждая из которых
соответствует реализации процесса граничной смазки на определенном
этапе, а именно:
— двумя критическими температурами Ткр\ и Гкр2, при достижении
каждой из которых происходит переход к резкому повышению трения
и интенсивному адгезионному изнашиванию;
— температурой химической модификации Гхм, при которой
обеспечивается эффективное разделение трущихся поверхностей
образующимся модифицированным слоем.
Реализация критических температур (как ГкрЬ так и Ткр2) связана
с разрушением граничного слоя, (соответственно, адсорбционного и
химически модифицированного), разделяющего трущиеся тела, и адгезии
этих тел на участке металлического контакта. Реализация температуры
химической модификации связана с образованием этого слоя.
Математические модели процессов реализации этих температур
учитывают характеристики смазочных материалов (прежде всего —
концентрацию активного компонента), контактирующих тел (твердость),
характеристики взаимодействия смазочных материалов и трущихся тел (теплота
адсорбции, энергия активации процесса химического модифицирования,
6.4. Последняя четверть XX и начало XXI века 271
порядки процессов образования и разрушения смазочных слоев) и
характеристики режима процесса (скорость относ ительнодо перемещения,
удельная нагрузка) [44]. При этом значения энердий активации процессов
десорбции и химической модификации, оцененные при трибологических
Экспериментах, близки к их значениям, полученным, соответственно,
методами проточной микрокалориметрии и обработкой результатов
испытаний метолом «горячей проволоки». Однако, значения порядков трибохи-
щических реакций, определенные статическими методами и по
результатам трибологических наблюдений, заметно различаются (Майер, Клосс,
Буяновский, 1989).
В 1981 г. IO. Н.Дроздов путем развития известной формулы С. Н. Жур-
кова обосновал механотермический критерий заедания при граничной
смазке. Этот критерий связывает критическую температуру смазочной среды при
трении с такими величинами, как коэффициент механической перегрузки,
действующее напряжение, предел текучести трущихся материалов,
температурный коэффициент линейного расширения и отношение времени
протекания процесса и времени теплового колебания молекул среды [45].
Несколько ранее Булгаревичем и др. (1984) были сделаны успешные
попытки кинетического описания трибологического процесса при
избирательном переносе. Авторы показали, что появление сервовитной пленки
меди при избирательном переносе осуществляется лишь за счет
образования на поверхности контртела зародышей новой фазы без их укрупнения
и роста.
Заключая рассмотрение исследований трения при граничной смазке,
проведенных в последней четверти XX - начале XXI в., остановимся на
работе Ю. Н. Васильева и др. [46], посвященной теоретическому анализу
трения графитовых материалов при граничной смазке. К настоящему
времени этот анализ успешно распространен на условия трения металлов.
Контакт трущихся тел рассматривается как щелевая микропора с
подвижной стенкой. Поскольку теплота адсорбции в такой поре вдвое превышает
теплоту адсорбции на свободной поверхности, молекулы среды
адсорбируются в щелевом зазоре и расклинивают поверхности трения. При этом
выделяется теплота Q, равная разности интегральной теплоты адсорбции
на контакте qc и на двух свободных поверхностях qs до их входа в
контакт. Плоскость трущегося тела предполагается эквипотенциальной, так
что сорбированные на ней молекулы находятся в состоянии двумерного
Газа. Перемещаясь вдоль этой плоскости, контртело скользит по
подложке из адсорбированных молекул среды и работа его перемещения также
Равна нулю. На стадии адиабатического разрыва контакта работа будет
Равна теплоте десорбции молекул среды из зоны контакта. Коэффици-
ент трения при граничной смазке рассчитывается как частное отделения
Теплоты десорбции (в свою очередь равной разности теплоты адсорбции
вШели и удвоенной теплоты адсорбции на свободной поверхности) и про-
272
Глава 6. Граничная смазка
изведения среднего расстояния между дефектами и давлением в контакте.
Следовательно, силы трения при граничной смазке можно снизить либо
увеличив размер молекул ПАВ, либо размер блоков на поверхности трения.
Разумеется, эта модель Васильева и др. описывает условия смазывания
маслом, представляющим собой раствор ПАВ в инактивной среде, причем
химическое взаимодействие с материалом трущихся тел не учитывается.
Наконец, отметим успешно развиваемую в последние десятилетия
Э. Л. Аэро, Н.М.Бессоновым и А. Н. Булыгиным «гидродинамическую
теорию граничного трения», в соответствии с которой представления
о процессе граничной смазки, граничной (пристенной) вязкости и
граничных слоях выведены непосредственно из первых принципов механики
и термодинамики [46]. В отличие от классической гидродинамической
теории, в которой не учитывается отличие свойств среды (и прежде всего —
вязкости) в граничном слое от свойств этой жидкости в объеме, а также
не учитывается разница между внутренним трением жидкости и
трением ее о твердую стенку (ранее последний феномен рассматривали только
Н. П. Петров и Д. М.Толстой), авторы [47] предложили «моментную
теорию», которая учитывает ориентационные явления в жидкости и которая,
по их мнению, является основой теории граничной смазки. В соответствии
с этой теорией, каждая частица характеризуется не только поступательной
скоростью, как в классической гидродинамике, но и независимой
скоростью вращения. Свое название эта теория получила вследствие того, что
в ней наряду с уравнением баланса импульса появляется уравнение
баланса моментов, что в конечном счете позволяет получить уравнения
поступательно-вращательного движения моментной жидкости. В используемом
выражении для функции диссипации энергии учитываются характерные
длины ориентационных корреляций, которые обеспечивают
возникновение приграничных слоев и масштабный эффект вязкости. Эти слои имеют
кинематический характер и являются следствием торможения движения
частиц около твердой поверхности, а следовательно — отсутствуют в
покоящейся жидкости. Дополнительно введенные граничные условия, что
связано с дополнительным уравнением вращательного движения, вводят
понятие граничной вязкости, отличной от объемной. Моментная теория
позволяет описать ряд явлений, имеющих место при граничной смазке, и дает
возможность прогнозировать оптимальные режимы работы ряда узлов
трения [47]. Эта теория в дальнейшем, возможно, станет одним из путей учета
особых свойств граничных слоев при расчете смазанных узлов трения.
Таким образом, в рассматриваемый период накоплен большой
экспериментальный материал о процессе трения при граничной смазке, а с
другой стороны, предложен ряд новых моделей процесса, позволяющих его
описать или, по меньшей мере, способствующих лучшему его
пониманию. Во всяком случае, прямыми экспериментами на микро- и нано-
уровне подтверждено существование граничных слоев, имеюших особое
6.5. Итоги развития представлений о граничной смазке 273
строение и свойства. Успехи в исследовании процесса граничной
смазки уже в настоящее время обеспечили значительный прогресс техники,
\в частности, в наиболее современных ее областях.
\ 6.5. Итоги развития представлений
' о граничной смазке в XX веке
\
1 Исполнилось более восьмидесяти лет со дня выхода в свет первой
статьи Харди и Даблдей, в которой впервые было введено представление
о граничной смазке и о граничном состоянии вещества. Прошло
восемьдесят лет с того дня, когда ученым и инженерам, особенно после дальнейших
исследований самого Харди и его последователей (Дерягина, Ахматова,
Боудена, Тейбора, других ученых) на десятки лет стал, казалось бы, ясен
механизм трения в условиях, когда трущиеся поверхности разделены
тонким слоем продукта взаимодействия активных компонентов смазочного
материала с поверхностями трения, что для исследуемых этими
авторами условий трибологического контакта означало смазку адсорбционным
слоем. Анализируя восьмидесятилетнюю историю развития
представлений о граничной смазке, трудно не прийти к выводу, что накопленный
за эти годы огромный фактический материал, непрерывно пополняемый
и уточняемый по мере совершенствования методов исследования, а
также выдвинутые за эти годы модели трибологического процесса в режиме
граничной смазки лишь уточняют наши представления об этом
процессе и позволяют его приближенно (и при этом качественно!) описывать,
но принципиально новых представлений о механизме смазки
адсорбционным слоем по сравнению с работами Харди и других великих
исследователей первой половины и середины XX в. выдвинуто не было.
Что же мы знаем о граничной смазке сегодня? Установлено, что
граничный слой состоит из ориентированных слоев адсорбированных
молекул смазочного материала, причем ориентация этих молекул —
процесс кинетический (Харди, Ахматов, Дерягин); что этот слой может быть
Уподоблен квазикристаллическому и квазитвердому телу, обладающему
истинной упругостью (Ахматов); что этот слой имеет аномальную,
отличную от объемной вязкость (Дерягин); что он разрушается в результате
Дезориентации и десорбции молекул смазочной среды (или плавления
образовавшегося мыла) при некоторой критической температуре (Тейбор,
Матвеевский, Камерон). Экспериментами на индивидуальных
поверхностях показано слоистое строение граничной пленки, причем наиболее
прочно связан с поверхностью первый из этих слоев, мономолекулярный,
°бращенный активной группой к твердому телу, а каждый последующий
слой представляет собой бимолекулярный «листок» углеводородными
радикалами наружу. При этом толщина граничного слоя простирается далее
Радиуса действия остаточного поля твердой фазы. Относительно немногие
274 Глава 6. Граничная смазка
работы позволяют непосредственно сулить о строении граничных слоен
в трибологическом контакте: Фивег и Клюге показали наличие
ориентации молекул смазочной среды в граничном слое. Дерягин, Снитковский
и Лешенко установили доменное строение граничных слоев. В последние
десятилетия XX в. исследователи, пользуясь созданной к этому времени
весьма совершенной испытательной аппаратурой (surface force apparatus,
atomic friction microscope), подтвердили многие представления о
строении граничного слоя, ранее выдвинутые предположительно на основании
анализа трибологического процесса в режиме граничной смазки (по
выражению Спайкса, «полученные методом черного ящика»). Прежде
всего, это относится к работам Израелашвили и др., в которых в 80-90 гг.
применительно к некоторым простым средам прямыми
экспериментами в контакте молекулярно гладких твердых тел при граничной смазке
установлено слоистое строение граничных слоев адсорбционного
происхождения. Если эти данные подтвердятся применительно к подвижному
фрикционному контакту для различных сред, это будет триумфом идей
Харди—Дерягина—Ахматова. Возможность подобных подтверждений
будет определяться прогрессом лабораторного оборудования. Альтернативой
представлениям Харди и его последователей может явиться теория
Васильева, которая не постулирует слоистого строения граничного слоя, а
контакт рассматривается как микропора с подвижной стенкой. И, наконец,
перспективны идеи о непосредственном участии ассоииатов
структурированных смазочных сред (в том числе, нефтяных масел) в образовании
граничных слоев, включая представления о коллоидно-химических основах
смазочного действия и неадсорбционной (гетеродагуляционной) природе
граничных слоев (Г. И. Фукс, Шор, Лашхи).
Значительный прогресс в понимании природы граничной смазки
наблюдается с тех пор, когда исследователи обратили внимание на рольтри-
бохимических дгреврашений в трибологических процессах при граничной
смазке. Уже ранние работы Бюхе, Лангмюра, Дерягина и других
исследователей показали, что в процессе трения при граничной смазке
происходит деградация активных компонентов смазочных материалов, потеря
ими способности осуществлять смазочное действие. В основном трудами
отечественных ученых было установлено, что в определенных условиях
трибохимические превращения приводят к образованию граничных слоев,
обеспечивающих значительное снижение трения в сопряжении,
расширению области его работоспособности и уменьшению износа трущихся тел.
Прежде всего, это трибоокисление, приводящее, с одной стороны, к
образованию оксидов на поверхностях трения, что обеспечивает
экранирование свежеобнажаемых при трении и предельно активированных
поверхностей металла, и, с другой стороны, к образованию продуктов окисления
смазочного материала (прежде всего — окисления низкомолекулярных
углеводородов), обладающих значительной смазочной способностью и по-
6.5. Итоги развития представлений о граничной смазке 275
этому расширяющих пределы работоспособности смазанных трибосопря-
жений (Виноградов. Подольский). Это трибополимеризация, в результате
которой предварительно введенные в смазочный материал определенные
Ьономеры и олигомеры образуют на поверхностях трения тончайший слой
флимера. что, предотвращая металлический контакт трущихся тел,
обеспечивает снижение трения, а изнашивание трущихся деталей заменяет
изнашиванием постоянно возобновляемых полимерных пленок
(Ю.С.Заславский. Р. Н. Заславский). Наконец, это реализация явления
избирательного переноса для трибосопряжений типа «сталь — латунь» и «сталь —
бронза» в некоторых средах при определенных условиях (Гаркунов, Кра-
гельский), при котором в результате избирательного растворения
элементов, легирующих сплавы на основе меди, обе поверхности трения
оказываются покрытыми тончайшим слоем чистой меди, изобилующим
вакансиями и легко деформируемым, на котором хемосорбируются ПАВ,
образовавшиеся в процессе трения в результате комплекса взаимосвязанных
трибохимических и механохимических процессов. Учет перечисленных
явлений в будущем позволит направленно воздействовать на смазочные
материалы, обеспечивая оптимизацию их характеристик в конкретных
условиях функционирования. Важно отметить, чтотрибохимические процессы
обеспечивают один из важнейших каналов реализации процесса
самоорганизации при граничной смазке (Костеикий, Бершадский, Буше, Поляков).
Наконец, значительные успехи достиднугы в выявлении
механизма трибохимического действия высокоэффективных химически активных
смазочных сред (Сакураи, Санин) и в разработке кинетических моделей
этого действия (Бершадский, Лашхи, Подольский, Буяыовский). Стало
известно многое о составе и о строении образуемых в трибологическом
процессе модифицированных слоев и сделаны серьезные шаги в
разработке научных методов создания смазочных сред, обеспечивающих три-
босопряжению заданные трибологические характеристики. Судя по всему,
Дальнейшее проникновение в механизм смазочного действия химически
активных сред будет определяться совершенствованием
инструментальных методов исследования тончайших модифицированных слоев,
образующихся при трении. Наиболее перспективны методы, позволяющие
осуществлять это непосредственно в течение трибологического процесса
(пока такие методы в чистом виде отсутствуют). Во всяком случае, скорее
всего метод «черного ящика» в таких исследованиях себя почти исчерпал.
"Прочем, прогноз исследований в этом направлении напрямую связан
с прогнозом развития направлений создания новых химически активных
присадок, делать который не входит в нашу задачу.
В заключение отметим, что к настоящему времени накоплен
большой экспериментальный материал о субмикромеханике процесса трения
"Ри граничной смазке, что позволило тому же Спайксу. оценивая успехи
Фибологии в этом направлении, стимулируемые бурным развитием экс-
276 Глава 6. Граничная смазка
периментальной техники за последние десятилетия, утверждать в 1997 г
что «в один прекрасный лень мы. наконец, будем представлять ясно, что
такое граничная смазка». Но лаже сегодня мы не рискнем точно
предсказать, котла этот «прекрасный день» настанет. И. разумеется, тем более,
трудно определенно назвать день, начиная с которого успехи в изучении
и описании процесса граничной смазки позволят довести теорию
рассматриваемою процесса до уровня инженерных расчетов, подобно теории
гидродинамической смазки. Ясно только, что переход на стадию
инженерных расчетов станет возможным лишь после достижения более ясною
понимания природы рассматриваемого процесса, и. в частности, после
уточнения данных о свойствах и строении граничных слоев и механизме
их образования и разрушения.
Список литературы
i. Hardy IV. В., Doubleday I. Boundary' Lubrication — The Paraffin Series // Proc.
Roy Soc. Lond. A 100. 1922. P. 550-574.
2. Hardy W. В.. Doubleday I. Boundary Lubrication — The Latent Period and
Mixtures of Two Lubricants // Proc. Roy. Soc, London. A. 1923. Vol. 104. P. 25-39.
3. Hardy W. В., Bircumshaw L. Boundary Lubrication: Plane Surface and the
Limitation of Amontons Law // Proc. Roy. Soc. London, A. 1925. Vol. 108. P. 2-16.
4. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного трения. М.: Физматгиз, 1963.
472 с.
5. Дерягин Б. В., Кусаков М. М. Свойства тонких слоен и их влияние на
взаимодействие твердых поверхностей // Известия АН СССР. Хим. серия. 1936.
№5. С. 741-752.
6. Дерягин Б. В., Пичугин Е. Ф. Исследование профиля скоростей и вязкости ipa-
ничных слоев метолом сдувания // Труды Второй всесоюзной конференции
по трению и износу в машинах. Т. 1. М; Л.: Изл-воАН СССР. 1947. С. 103- 1 И).
7. Ахматов А. С. Силы атомно-молекулярных взаимодействий, формирование
и структура граничных смазочных слоев. Граничный слой как квазитверлое
тело // Труды Второй всесоюзной конференции по грению и износу в маши-
пах. Т. 3. М.; Л., 1949. С. 133-154.
8. Дерягин Б. В.. Заховаева Н. //.. Кусаков М. М. и др. О природе
маслянистости смазочных средств и методах ее количественной опенки // Всесоюзная
конференция по трению и износу в машинах. В 2-х т. Т. 1: Доклады. М.: -'••
Изл-воАН СССР 1939. С.519-534.
9. Frewing J.J. The heat of adsorption of long-chain compounds and their effect on
boundary lubrication // Proc Roy. Soc, Lond.. A. 1944. Vol. 181. P. 270-285.
10. Bowden F. P., Gregory J. N.. Tabor D. Lubrication of metal surfaces by fatty acids /,
Nature. 1945. Vol. 156. .V3952. P. 97-99.
11. Bowden F. P.. Tabor D. The Friction and Lubrication of Solids. Oxford: Clarendon
Press. 1950. 544 p. (перевод глав о граничной смазке см.: Трение и фани'Ш'1
смазка: Сборник статей / Пол ред. И. В. Крательского. М: Изд-во Иностра""
ной литературы, 1953. 288 с)
Список литературы
277
12. Хрущев М. Л/., Матвеевский Р. М. Новый вид испытаний смазочных масел //
Вестник машиностроения. 1954. Х° I. С. 12-18.
)3. Дерягин Ь. В. Проблемы граничной смазки // Повышение качества и
применение смазочных материалов. М: Гостоптехиздат, 1957. С. 5-17.
14. Фукс Г. И. Полимолекулярная составляющая граничного смазочного слоя //
Исследования в области поверхностных сил. М.: Наука, 1964. С. 176-187.
15. Матвеевский Р. М. Температурная стойкость граничных смазочных слоев
и твердых смазочных покрытий. М: Наука. 1971. 227 с.
16. Kingsbury Е. P. Some aspects of thermal desorption of a boundary lubricant //
J.Appl. Phys. 1958. Vol.29. №6. P. 888-891.
17. Rowe С N. Some aspects of the heat of adsorption in the function of the boundary
lubricant//ASLE Trans. 1966. Vol. 9. № I. P. 101-111.
18. Grew W. J. S.. Cameron A. Thermodynamics of boundary lubrication and scuffing //
Proc. Roy. Soc, Lond., A. 1972. Vol.327. P.47-59.
19. Spikes H. A., Cameron A. Scuffing as a desorption process — explanation of Borsoff
effect // ASLE Trans. 1974. Vol. 17. № 2. P. 92-96.
20. Forbes E. S. The load-carrying action of organosulphur compounds — a review //
Wear. 1970. Vol. 15. № 2. P. 87-96.
21. Forbes E. S. Antiwear and extreme pressure additives for lubricants // Tribology.
1970. Vol.3. №3. P. 145-153.
22. Виноградов Г. В., Подольский Ю. Я. Механизм прогивоизносного и
антифрикционного действия смазочных сред при тяжелых режимах граничной
смазки // О природе трения твердых тел. Минск: Наука и техника, 1971.
С. 281-304.
23. Goldblatt J. L. // Industrial and Engineering Chemistry. Production Research
Developments. 1971. Vol. 10. №3. P. 270-278.
24. Сакураи Т., Икеда С, Окабе X. Исследование кинетики взаимодействия
меченых серосодержащих соединений со сталью в процессе граничного трения //
Новое о смазочных материалах: Избранные доклады на Международной
конференции по смазочным материалам. Вашингтон, 1964 г. / Пер. с англ. под
ред. Г. В. Виноградова. М.: Химия, 1967. С. 121-137.
25. Гаркунов Л. П.. Крагельский И. В. Об атомарном схватывании материалов при
трении //Доклады АН СССР. 1957. Т. ИЗ. №2. С. 326-332.
26. Zaslavsky Yu. S. et al. Antiwear. extreme pressure and antifriction action of friction
polymer formation additives // Wear. 1972. Vol. 20. P. 287-297.
2'. Bhushan В., Israelashvili J., Landman L'zi. Nanotribology: friction, wear and lu-
bricftion at the atomic scale // Nature. 1995. Vol.374. P. 607-616.
2°. Spikes //. Advances in the study of thin lubricant films // New Directions in
Tribology / Ed. by I. M. Mulchings. Bury, St. Edmundsand London: МЕР, 1997. P. 355-369.
■'"• Georges J.-M. Some surface aspects of tribology // New Directions in Tribology /
Ed. by 1. M. Hutchings. Bury. St. Edmunds and London: МЕР. 1997. P. 67-82.
"• Сакураи Т. Роль химии в смазке сосредоточенных контактов // Проблемы
трения и смазки. 1981. Т. 103. №4. С. 1-14.
<аи
278
Глава 6. Граничная смазка
31. Ludema К. С. Toward Modeling of Chemical Boundary Lubrication // Proc. Intern.
Conference on Industrial Tribology. Dec. 2-5. 1997. Calcutta, India / Ed. By Bha-
tia J.. New Delhi: Tata MC Craw-Hill Publishing Co Ltd, 1998. P. 515-535.
32. Буяновский И. А., Фукс И. Г, Шабалина Т. Н. Граничная смазка: этапы
развития трибологии. М.: Нефть и газ, 2002. 230 с.
33. Хайнике Г. Трибохимия. М.: Мир, 1987. 584 с.
34. Kajdas С. Tribochemistry // Tribology 2001. Scientific Achievements, Industrial
Applications, Future Challengers: Plenary and Session Key Papers from the 2nd
World Tribology Congress. Vienna, Austria, 3-7 Sept. 2001. P. 39-46.
35. Костецкий Б. И., Носовский И. /'., Караулов А. К. и др. Поверхностная
прочность материалов при трении. Киев: Техника, 1976. 292 с.
36. Гаркунов Д. И. Триботехника. М.: Машиностроение, 1989. 328 с.
37. Рыбакова Л. Л/., Куксёнова Л. И. Структура и износостойкость металлов. М.:
Машиностроение, 1982. 212 с.
38. Кужаров А. С. и др. Трибологические проявления самоорганизации в системе
латунь — глицерин — сталь // Трение и износ. 1996. Т. 17. С. 113-122.
39. Заславский Ю. С, Заславский Р. Н. Механизм действия противоизносных
присадок к маслам. М.: Химия, 1978. 224 с.
40. Заславский Ю. С. Трибология смазочных материалов. М.: Химия, 1991. 240 с.
41. Шор Г. И., Лашхи В.Л. Влияние особенностей коллоидного строения на
эксплуатационные свойства масел с присадками // Химия и технология топлив
и масел. 1992. №11. С. 13-19.
42. Левченко В. А. К новой модели граничного слоя жидкости // Трибология и
ресурсы машин. Кишинев, 1994. С. 112.
43. Бершадский Л. И., Богданович А. И. О кинетической теории механохимическо-
го износа // Проблемы трения и изнашивания: Респ. межвед. научн.-техн.сб.
Киев: Техника. 1980. Вып. 18. С. 30-37.
44. Буяновский И. А. Температурно-кинетический метод опенки температурных
пределов работоспособности смазочных материалов при тяжелых режимах
граничной смазки // Трение и износ. 1993. Т. 14. № 1. С. 129-142.
45. Дроздов Ю. Н. Температурно-временной критерий износостойкости //
Машиноведение. 1981. №6. С. 67-69.
46. Березин Г. #., Васильев Ю. //., Горбунов Д. А. и др. Адсорбционная модель
трения графита // Доклады АН СССР. 1987. Т. 292. № 3. С. 644-647.
47. Аэро Э.Л., Бессонов И. М., Булыгин А. //. Гидродинамическая теория
граничного трения // Труды шестой сессии международной научной школы
«Фундаментальные и прикладные проблемы теории точности процессов, машин,
приборов и систем.» (часть 1). СПб.: ИПМаш РАН, 2003. С. 113-130.
Глава 7
Твердые смазки
7.1. Твердые смазки — продукт XX века
XX в. стал веком технической революции. Вместе с железнодорожным
и автомобильным транспортом начали развиваться такие отрасли
техники как самолетостроение, металлообрабатывающая, машиностроительная,
горно- и нефтедобывающая, строительная и др. Вместе с развитием
техники возникали новые потребности в смазочных материалах с более широкой
областью применения.
Техническая возможность заменить традиционные жидкие и
пластичные смазки твердыми смазками всегда привлекала внимание
машиностроителей. Однако до конца XIX в. объем применения твердых смазочных
материалов был незначителен. В результате развития новых отраслей
машиностроения и приборостроения во второй половине XX в. сформировались
новые разделы трибологии: космическая трибология и нанотрибология,
которые тесно связаны с исследованиями и разработками в области
создания новых твердых смазочных материалов и покрытий [1,2].
Предыстория и истоки возникновения твердых смазок. Пока
обычные смазочные материалы, удовлетворяли основным требованиям
инженеров-механиков, спрос на твердые смазки отсутствовал, хотя
возможность их применения существовала давно. Свинец, графит и молибденит
(дисульфид молибдена) — прародители современных твердых смазок —
известны еще с древних веков.
Все три вещества имели одинаковые цветовые оттенки — от серо-
синего до черного и легко намазывались при трении на
противоположную поверхность, поэтому ло XVIII в. их практически не отличали друг
0т друга. Свинец путали с графитом, а графит с молибденитом. Название
молибденит произошло от греческого «молибдос», т.е. свинец [3]. С
середины XIX в. свинец наряду с оловом получил широкое распространение
в качестве подшипникового материала. Англичане первоначально
называли графит «черным свинцом» или «плюмбаго», что в равной степени
°тНосилось и к молибдениту. Свое настоящее название графит (от
грецкого «графо») получил после того, как люди окончательно убедились
возможности применения его красящих свойств для письма.
280 Глава 7. Твердые смазки
Первые опыты практического применения твердых смазок. В конце
XIX - начале XX в. с развитием конкуренции между фирмами —
производителями смазочных материалов все большее значение придавалось
совершенствованию разработок новых смазочных материалов
квалифицированными специалистами-химиками и улучшению обслуживания
машин специалистами с инженерной подготовкой высокого уровня. В
начале XX в. убедились в том, что жидкие и пластичные смазки не всегда
обеспечивали необходимую зашиту от износа пар трения, особенно при
малых скоростях скольжения и высоких нагрузках. В первых практических
руководствах по смазочной технике, относящихся к этому времени [4,5],
обращено внимание на полезность и важность применения графита и
других твердых смазок в подшипниках скольжения, в паровых турбинах, для
смазки канатов, цепей, зубчатых передач и других узлов трения,
работающих в режиме граничной смазки при малых нагрузках и низких скоростях
скольжения. В сочетании с жидкими смазочными материалами твердые
смазки рекомендовались для высокоскоростных узлов трения с целью
исключения износа, задира и высокого трения при пуске и остановке.
Наиболее распространенные в то время твердые смазочные материалы [4]
(графит, тальк, слюда, сера, свинцовые белила) применялись: 1) в сухом
состоянии (когда использование жидких или пластичных смазочных
материалов по каким-либо причинам нежелательно или невозможно); 2) в
смеси с пластичными смазками с содержанием графита от 3 до 10% (для узлов
трения с достаточно большими зазорами и не очень высокой чистотой
обработки трущихся поверхностей); 3) в смеси с жидкими маслами или
водой с содержанием графита 0,35-4 % (для высокоточных опор скольжения
и качения — чем меньше зазоры и выше качество обработки, тем
меньше содержание графита и тоньше порошок). Третий способ получил в то
время наибольшее распространение как простой и эффективный. Было
отмечено принципиальное отличие графита от талька, слюды и др., которое
заключается в том, что графит способен прилипать к поверхности
металла с образованием прочной смазочной пленки, жирной на ошупь, а тальк
и слюда не обладают адгезией и не способствуют образованию гладкой
поверхности. Сера и свинцовые белила не обладают смазывающей
способностью и выполняют скорее роль тонкого абразива, чем твердой смазки.
Такие вещества использовались для ускорения приработки трущихся
деталей, а также для залечивания локальных повреждений, возникающих при
ухудшении условий смазки и склонности узла трения к заеданию.
Первый удачный опыт применения графита в узлах трения относится
ко второй половине XIX в.. когда возникли предпосылки и
потребности в создании электродвигателя. При разработке токосъемных шеток
для электродвигателей переменного тока американский ученый Э. Томсон
из всех многочисленных опробованных вариантов выбрал прессованный
графит. Графит оказался наиболее удачным материалом, поскольку сов-
7.1. Твердые смазки — продукт XX века 281
мешал в себе одновременно необходимые функциональные свойства —
электропроводность, теплостойкость и превосходные антифрикционные
свойства.
В конце XIX начинают применяться суспензии тончайших порошков
твердых смазок в воде и в смазочном масле. В 1S95 г. Ачесон
разработал технологический процесс производства синтетического
коллоидального графита, который впоследствии получил широкое распространение,
благодаря высокой чистоте (содержание примесей — не более I %), что
оказалось важным для получения коллоидной суспензии высокого
качества. Ачесон назвал свои продукты «Аквадаг» и «Ойлдаг» — суспензии
коллоидного графита в воде и масле, соответственно, которые
применялись первоначально для смазывания подшипников скольжения паровых
турбин [4|. Метод Ачесона состоял в нагревании угля или нефтяного
кокса до температуры 2200-2800° С в электропечах. В процессе дальнейшей
механической обработки в мельницах растирающего или вибрационного
действия получали порошок с размерами частиц от 6 до 1 мкм и
менее [6). Аналогичный продукт на основе природного графита,
предложенный позднее в Германии и названный «Коллаг», был получен только
после создания специальной технологии химической обработки,
позволившей получить из природного графита коллоидный драфит высокой
чистоты |5]. Природный графит после его перемал1>двания и очистки
протравливали концентрированной кислотой до тех пор, пока частицы
графита не приобретали коллоидальное состояние. В результате указанной
обработки все посторонние вещества, находившиеся в графите,
уничтожались, и обработанный материал был практически беззольным. Только
графит высокой очистки оказался пригоден для использования в качестве
смазочного материала.
На железных дорогах Англии в конце XIX в. был получен
значительный эффект от использования коллоидного графита, смешанного с
обычным локомотивным маслом для смазки тяжело нагруженных
подшипников скольжения, как средства, предотвращающею их заедание.
Коллоидный графит, смешанный с чистым минеральным маслом, успешно
применялся для смазки подшипников насосных агрегатов и
вентиляторов. Подшипники скольжения не перегревались и достигалась экономия
масла. Выпадение графита в осадок при этом не происходило. Для
смазки подшипников качения использовали коллоидные смазочные составы
с небольшим содержанием графита (не более 3 %). Крупногабаритные
"Одшипники скольжения крупных лифтов смазывали пластичными смаз-
ами, содержащими искусственный коллоидный или аморфный графит
количестве от 5 до 20% для снижения износа и предотвращения
задания [4,5]. Аквадаг применялся как добавка к смазочно-охлаждаюшим
НДкостям при механической обработке металлов и обработке давлением.
адь* Добавляли в смазочный состав при протяжке проволоки. Первые
282
Глава 7. Твердые смазки
попытки применения твердых смазок для двигателей внутреннего
сгорания не были вполне удачными, хотя и достигалась экономия моторного
масла и облегчался запуск двигателя. В США коллоидный графит широко
использовали на автомобильных заводах в операции финишной
приработки автомобильных двигателей. При этом экономилось значительное
время для получения поверхности цилиндро-поршневой пары высокого
качества перед выпуском автомобиля с конвейера.
Таким образом, в начале XX в. из всех известных твердых смазок
наибольшую популярность приобрел графит, получивший довольно широкое
распространение в виде порошка и коллоидного раствора.
Первые упоминания о смазочных свойствах молибденита относятся
kXVI-XVII вв. [7]. В 1778 г. шведский химик К.-В. Шееле получил
молибденовую кислоту в результате обработки молибденита азотной кислотой.
Молибден впервые получил шведский химик П. Гьельм (1782)
восстановлением трехокиси молибдена углеродом [3|.
В начале XX в. появилась потребность в молибдене как легирующей
добавке к высококачественным сталям, в связи с чем повысился спрос
на сырье, необходимое для выплавки молибдена. Основным наиболее
распространенным минералом для добычи молибдена был и остается
молибденит, поэтому начало промышленного производства молибдена привело
к освоению природных залежей молибденита в промышленно развитых
странах, в том числе и в России [3].
Способы применения дисульфида молибдена в качестве компонента,
добавляемого в композиты, в масла и пластичные смазки, и в качестве
наполнителя для твердых смазочных покрытий со связующими были
запатентованы уже к 1939 г. [8-10], однако это не привело к расширению
практического применения дисульфида молибдена, а развивалось
медленно из-за отсутствия технологии получения молибденита высокой очистки.
Попытки применения порошка неочидленного природного дисульфида
молибдена с большим содержанием абразивных примесей (до 15%),
главным образом кремнезема и полевого шпата, приводили к отрицательным
результатам и не способствовали распространению M0S2 в качестве
твердой смазки [11, 12]. Партии порошка с содержанием примесей менее 2%
были получены только после 1950 г. [7, 11, 12].
Первая работа, сообщающая об использовании дисульфида
молибдена в качестве твердой смазки для вращающегося анода рентгеновской
трубки в вакууме, выполненная в компании «Вестингауз», была
опубликована в 1941 г. [13]. К этому времени накапливались данные,
свидетельствующие о существенном недостатке графита: его смазочные свойства
зависели от содержания кислорода и влаги в окружающей среде. Во время
2-й Мировой войны обнаружилась неудовлетворительная работа
графитовых щеток, установленных в электрическом оборудовании самолетов при
полетах на больших высотах. Возникла необходимость в замене графита
7.1. Твердые смазки — продукт XX века
283
другим смазочным материалом, смазочные свойства которого не
ухудшались бы при изменении состава окружающей среды. Таким материалом
щог стать дисульфид молибдена, который в отличие от графита сохраняет
И даже улучшает свою смазочную способность в вакууме (попытки
теоретического осмысления этого важного обстоятельства послужили в
дальнейшем основой для разработки теории смазочного действия и практики
применения твердых смазочных материалов) |7, 11. 12|.
Первые представления о смазочном действии твердых смазок
(первая половина XX в.) были основаны на визуальных наблюдениях,
показывающих, что твердые смазки должны, во-первых, прилипать к поверхности
смазываемого тела, а во-вторых, в процессе приработки или натирания
заполнять впадины микрошероховатости, образуя гладкую, блестящую
поверхность. Первые описания гексагональной структуры дисульфида
молибдена выполнили Дикинсон и Полинг в 1923 г. [14]. В 1924 г. Бернал
предложил идеальную структуру графита. На возможность существования
ромбоэдрической структуры графита впервые указали Липсон и Стоке
в 1942 г. Исследователи связывали смазочные свойства дисульфида
молибдена и графита со слоистым строением, с явно выраженной
анизотропией механических свойств и легкостью сдвига между слоями. Важность
фактора прилипания находила подтверждение в том, что наилучшими
слоистыми смазками были графит и дисульфид молибдена, которые в
отличие от талька и слюды обладали высокой аддезией к твердым телам.
Первая теория, описывающая смазочные свойства графита, так
называемая, структурная теория Брэгга была высказана в 1924 г. [15]. По этой
теории смазочные свойства графита были связаны с анизотропией
строения кристаллической решетки графита. Легкость сдвига графитовых слоев
объяснялась разницей расстояний между атомами углерода в плоскости
слоя и между слоями (примерно в 2,3 раза) и, следовательно, более
слабым взаимодействием атомов углерода, расположенных в соседних слоях
кристалла графита. Эта теория позволила обосновать важность
анизотропии кристаллов как фактора, способствующего проявлению смазочного
действия слоистых анизотропных материалов. Однако был известен целый
Ряд слоистых материалов (в их числе упомянутые выше тальк и слюда),
не обладающих смазочными свойствами, и теория Брэгга не могла
объяснить это обстоятельство. Попьдтки объяснить смазочную способность
MoS2 и графита только слоистостью их структуры оказались неудачными.
Фафит, обладающий в присутствии влаги и кислорода превосходными
смазочными свойствами, теряет эти свойства в вакууме и инертных сре-
Да*, тогда как M0S2, имеющий похожее слоистое строение, сохраняет
и Даже улучшает смазочную способность в этих условиях. В то же время
^°S2 обладает хорошими смазочными свойствами в сухом азоте,
плохими — в СуХОМ кислороде и не обеспечивает смазку во влажной атмосфере.
284
Глава 7. Твердые смазки
Графит, наоборот, хорошо смазывает во влажной атмосфере, неплохо в
сухом кислороде и не смазывает в сухом азоте |7|. Абсорбционная теория
Сэйвиджа [16] позволила частично разрешить возникшие противоречия.
По адсорбционной теории определяющее влияние оказывает ослабление
поверхностной энергии угловых или плоскостных атомов графита под
действием хемосорбаии или физической адсорбции паров волы, бензола и т. д.
Поэтому для проявления графитом смазочных свойств достаточно
наличия конденсированных паров воды, присутствия кислорода или каких-
либо иных веществ, адсорбированных на поверхности графита. В вакууме
процесс ослабления межплоскостных связей графита прекращается; меж-
слойные связи усиливаются, приближаясь по своему значению к величине
адгезии к металлу (материалу подложки). Графит и MoS2 имеют сходное
кристаллическое строение, но отличаются по составу. Графит состоит
только из углерода, M0S2 — из двух элементов. Графит остается относительно
инертным в окислительной среде, a MoSt в определенных условиях
легко окисляется. Наличие поверхностей, содержащих хемосорбированный
кислород, приводит к снижению сопротивления сдвигу соседних
поверхностей скольжения в пленке M0S2. Таким образом, вследствие склонности
к хемосорбции кислорода, M0S2 проявляет смазочные свойства и при
отсутствии физической адсорбции. В инертной среде блокирование
основных кристаллических плоскостей у M0S2 не происходит и обеспечивается
высокая адгезия к материалу подложки.
Результаты исследований смазочной способности графита и M0S2
в различных средах и условиях трения свидетельствовали о том. что
наряду с явлениями сдвига внутри объема твердой смазочной пленки важную
роль играют процессы образования при трении скольжения гладкой
анизотропной кристаллической поверхности, обладающей благоприятными
химическими и физическими свойствами и соответствующей
топографией, способствующими снижению трения, и что при хорошем сцеплении
с подложкой твердая смазка (графит в том числе) за счет механической
составляющей адгезии и усиления химической связи за счет добавления
связующих различной (органической иди неорганической) природы может
обеспечивать необходимую смазку даже при отсутствии адсорбированной
пленки конденсирующихся газов [7|.
7.2. Классификация твердых смазочных материалов
и механизмы смазочного действия
К середине 50-х гг. XX в. твердые смазки получают широкое
распространение в автомобильной промышленности, в авиации и в других
отраслях техники [7,11]. Начиная с 1955 г. на заводах Форда (США) твердые
смазки в виде коллоидного графита и порошкового дисульфида
молибдена в виде пасты и суспензии наносили на пары скольжения и качения
г
7.2. Классификация твердых смазочных материалов 285
со скольжением при сборке двигателей (штоки клапанов, кулачковые ва-
ЛЫ и др. детали). С 1950 г. дисульфид молибдена сначала в виде порошка,
а затем в составе твердых смазочных покрытий с полимерными связу-
юшими использовался при создании гражданских и военных самолетов.
В 1959 г. компанией «Воинг» (США) сообщалось уже о более чем 150-200
случаях применения MoS? в ушах трения приводов и прецизионных
механизмов самолетов «Воинг». При смазке стартовых космических устройств
и катапульт военных самолетов, рабочие температуры которых
превышали 250° С, оказалось перспективно применение твердых смазок.
Химическая инертность и высокотемпературная стойкость дисульфида молибдена
оказались полезны в химическом производстве для смазки узлов
оборудования (резьбовые соединения, подшипники скольжения и качения,
зубчатые передачи и т.д.). На металлургических и
металлообрабатывающих заводах, в судостроении и в железнодорожном транспорте твердые
смазки также нашли широкое применение [11|. Решение проблем
смазывания узлов трения атомных станций (уплотнения, шарико-винтовые
механизмы, подшипники скольжения и др.) оказалось возможным при
использовании радиационностойких и температуростойких твердых смазок.
За 20 лет, начиная с 1937 г., производство биметаллических самосмазыва-
юшихся подшипников, заполненных твердыми смазочными материалами
(свинном, оловом, графитом, фторопластом) в США и Англии выросло
приблизительно в 20 раз. В 1956 г. во всем мире ежедневно выпускалось
около 8 млн подшипников такого типа [17].
Классификация твердых смазочных материалов. К концу 60-х гг.
XX в. из большого числа известных материалов вещества, пригодные для
применения в качестве твердых смазок или в составе твердых
смазочных покрытий или композитов, в значительной мере определились:
неорганические материалы со слоистой структурой (графит, дихалькогени-
Ды тугоплавких переходных металлов пятой-шестой групп периодической
системы элементов, фторированный графит, гексагональный нитрид бо-
Ра и др.), полимеры с линейной структурой и слабыми связями между
молекулами (политетрафторэтилен и некоторые другие фторорганические
соединения), оксилы некоторых металлов (свинпа. сурьмы и др.), мягкие
пластичные металлы (свиней, серебро, золото, индии и др.), фториды
щелочноземельных металлов (кальция, бария).
Развитие представлений о механизмах смазочного действия твер-
АЬ|х смазок. Значительное внимание исследователи уделяли периоду
приработки твердой смазки, в процессе которого происходила ориентация
слоев смазочного материма параллельно плоскости скольжения.
Исследования поверхности трения с твердой смазкой при помощи электронно-
0 Микроскопа показали наличие непрерывною слоя твердого смазочного
атериала с высокой степенью ориентации частиц твердой смазки отно-
286
Глава 7. Твердые смазки
сительно поверхности трения под углом 5-10°. В процессе приработки
происходило формирование смазочного слоя, сопровождающееся
снижением коэффициента трения. Приработка может длиться от нескольких
минут до нескольких часов, в зависимости от величин контактного
давления, скорости скольжения, свойств материалов и т.д. Приработка, как
правило, сопровождается ускоренным износом смазочного слоя и
предшествует периоду малоизносной работы. Существует определенная связь
между степенью ориентации частиц твердой смазки в результате
приработки и коэффициентом трения. Очевидно, что расположение базовых
плоскостей кристаллитов смазки параллельно поверхности трения создает
условия для наименьшего сопротивления при сдвиге. В работах,
доложенных на конференции ASLE — ASME по смазочным материалам 1964 г.
в Вашингтоне (США), было подтверждено, что возрастание
эффективности смазочного действия слоистых твердых смазок в присутствии паров
или газов свойственно только графиту [18].
7.3. Применение твердых смазок
в космической технике
Вопросы применения твердых смазок в космических исследованиях
освещены в работах [1,2, 19-21] и трудах международных конференций
[22-25].
Твердые смазочные покрытия со связующими. Первоначально
задачи, связанные с работой узлов трения «всухую», решались с применением
твердых смазочных покрытий со связующими (полимерными,
неорганическими, металлическими) [1,19]. В качестве органических связующих
используют следующие смолы: фенол- и мочевино-формальдегидные,
эпоксидные, кремнийорганические, аминоамидные. полиамидоимидную и др.
В качестве неорганических связующих — силикат натрия и некоторые
металлы. В качестве твердых смазок применяют: дисульфиды и диселениды
Mo, W, Nb; нитрид бора, графит, оксид свинца, фториды кальция и
бария, ПТФЭ и др. В последние годы интерес к разработке таких покрытий
снизился (в основном применяют созданные ранее). Тем не менее,
работы по совершенствованию покрытий со связующим, по разработке новых
составов, а также методов нанесения покрытий продолжаются.
Наиболее часто в составе твердых смазочных покрытий применяется
дисульфид молибдена. Это объясняется тем, что его прекрасные
антифрикционные свойства проявляются в большей степени в вакууме, а именно
потребности обеспечения работоспособности узлов трения в вакууме (в
космосе и технологических вакуумных установках) явились движущей силой
создания высокоэффективных твердых смазочных покрытий.
Немаловажным также является наличие залежей природного дисульфида молибдена
7.3. Применение твердых смазок в космической технике 287
(молибденита) и промышленных мощностей его добычи (для
последующей переработки и Мо).
Повышение триботехнических свойств природного MoSi
осуществлялось на первом этапе его применения очисткой от абразивных примесей.
В последующем с целью улучшения свойств дисульфидмолибленовых
покрытий со связующими в них вводили графит, нитрид бора, ПТФЭ,
металлы и их оксиды и другие вешества. Привлекают внимание исследователей
покрытия, содержащие неорганические присадки 11,18| и сурьму [2]. В
состав твердого смазочнодо покрытия, содержащего дисульфид молибдена,
вводят также селен [2]. Исследуют влияние интеркалирования исходного
дисульфида молибдена (монослоевого) гетероциклическими
соединениями [2]. Пока особых успехов в этих направлениях исследований получено
не было.
Термодиффузионные дисульфидмолибденовые покрытия. Одним
из эффективных способов создания твердых смазочных покрытий
является их синтезирование непосредственно на поверхностях изделий.
Известен способ образования покрытий из M0S2 на деталях из молибдена
и его сплавов [2, 19], заключающийся в термодиффузионной обработке
деталей в активных средах (твердых или газообразных), содержащих
серу. Образующееся покрытие получило название «Димолит-1». Для деталей
из других конструкционных материалов требуется предварительное
нанесение молибденового покрытия. Легированием дисульфида молибдена
в процессе его образования другими элементами повышают его несущую
способность и долговечность (покрытия «Димолит-2, -3 и -4»).
Возможно образование дисульфидмолибленовых покрытий методом
осаждения из газовой фазы (СУО), а также реактивным ВИП методом [2]
(при этом распыляется молибден в активной серосодержащей
газообразной среде). Однако эти методы широкого распространения не получили.
Явление аномально низкого трения. В соответствии с объяснением
природы антифрикиионности материалов со слоистой гексагональной
кристаллической структурой, изложенным ранее [2], их смазочная
способность определяется не только строением, но и характером
взаимодействия с ними адсорбированных и интеркалированных атомов и молекул.
° одних случаях они снижают трение (например, действие паров воды
на трение графита), в других — увеличивают (действие тех же паров воды
и Кислорода на трение дисульфида молибдена). Соответственно, в первом
СлУчае связь интеркалированных частиц с материалом твердой смазки сла-
зя (вандерваальсовские силы), во втором — сильная (химические связи).
Ри Удалении интеркалированных частиц в первом случае трение по-
'Шается (как это наблюдается при трении графита и углеграфитовых
Материалов в вакууме), во втором — снижается (трение дисульфида мо-
ЛибДена в вакууме).
288
Глава 7. Твердые смазки
Было высказано предположение и затем подтверждено
экспериментально [2], что целенаправленное интеркалирование дисульфида
молибдена некоторыми веществами должно снижать трение до весьма низких
значений, характерных для трения с гидродинамической и даже
газодинамической смазкой. Оказалось, что и антифрикционность нитрида бора
можно повысить подобным образом. Это особенно важно для снижения
трения при высоких температурах на воздухе и в других агрессивных
газообразных средах.
Явление гак называемого «сверхнизкого трения» имеет место в тех
случаях, когда адсорбированные и интеркалированные вещества
находятся в особом состоянии повышенной подвижности на плотноупакован-
ных плоскостях твердых слоистых смазочных вешеств, условно названном
«двухмерным газом». Это может происходить в случаях, когда
превышается энергия активации перемещения частиц вдоль поверхности (из одной
потенциальной ямы в другую). Повышение энергии частиц может
происходить в результате нагрева или воздействия на поверхность частиц с
высокой энергией (электронов, ионов, квантов). Первое было ярко
проиллюстрировано, например, резким палением коэффициента трения
(практически до нуля) при испытаниях графитовых антифрикционных материалов
в вакууме в режиме быстрого нагрева |2] до температур, при которых эти
вещества начинают интенсивно удаляться из кристаллической решетки
(что сопровождается падением вакуума в камере). Второе — снижением
коэффициента трения дисульфида молибдена в вакууме в результате
бомбардировки электронами с высокой энергией [2|. Весьма низкое трение
в этом случае имело место лишь во время действия электронного пучка.
Ротапринтный метод нанесения твердых смазочных покрытий. К
твердым смазочным покрытиям относятся также поверхностные слои,
образующиеся в результате трения о вспомогательную деталь, содержащую
твердые смазки. В России такой способ называется «ротапринтным» |1|-
Он предложен в 1961 г. как способ смазывания сухого подшипника
скольжения.
«Ротапринтный» способ создания твердых смазочных покрытий
применяют также для обеспечения работоспособности в вакууме зубчатых
зацеплений. Преимущество ротапринтнодо смазывания заключается в том.
что в процессе работы ротаиринтного узла обеспечивается непрерывная
подача твердой смазки и тем самым существенно увеличивается ресурс у)"
ла трения. На рис. 1 показаны схемы применения ротапринтного способа
смазывания в подшипнике скольжения и в направляющих станков.
Наиболее широко этот способ создания и поддержания твердого смазочного
покрытия используется в подшипниках качения [21-23]. При трении тсЛ
качения о сепаратор из композиционного материала, содержащего ПТФ '■
M0S2, Pb и другие твердые смазки, они переносятся на поверхность те-1
качения, а с них на беговые дорожки наружного и внутреннего коле11-
7.3. Применение твердых смазок в космической технике 289
Такой эффект проявляется при из-
ротовлении сепаратора из
свинцовистой бронзы. В этом случае
функции твердой смазки выполняет
свиней [2]. При применении
сепараторов на основе ПТФЭ, содержащих
стекловолокно или стеклоткань,
наблюдался повышенный износ
бедовых дорожек.
Это объясняется переносом на
поверхность тел качения «осколков»
стеклянных волокон, выполняющих
роль абразива при трении о дорожки
качения. В некоторых случаях для
устранения абразивного действия
стеклянных волокон они в тонком
поверхностном слое сепаратора
вытравливаются |2,21|. При трении тел
качения о такой сепаратор на них
переносится лишь твердая смазка.
Роль стеклянных волокон
сводится к приданию сепаратору
необходимых прочностных свойств.
В последнее время появились
сообщения [6] о модификации ранее
применявшихся методов натирания
поверхностей твердыми смазками, заключающейся в нанесении
композиционного смазочного слоя с помощью металлических щеток. В основе
такого метода лежит явление схватывания металлов (сварки в твердой
фазе). Благодаря этому обеспечивается получение композиционного
твердого смазочного покрытия с прочной адгезией к основе.
Еще один способ возобновления антифрикционного покрытия на
рабочих участках деталей машин реализуется в методе «магнитонорошко-
вой смазки». При его реализации магнитоактивный смазочный материал
в порошковом агрегатном состоянии непрерывно подается на
поверхности трения за счет рациональной организации неоднородного магнитного
п°ля внутри объема механизма [1]. На рис.2 показаны схемы зубчатых
передач с магнитной смазкой.
Источник магнитного поля может быть внешним (рис. 2 я) или
разменным на зубчатых колесах (рис. 2 б). При внешнем расположении
Магнитного поля редулировка подачи смазочного материала осушествля-
Ся либо за счет изменения расстояния постоянного магнита до картера
Рис. 1. Схемы применения ротапринт-
ного метода смазки: а) в подшипнике
скольжения: 1 — брикет твердого
смазочного материала; 2 — подшипниковый
материал; 3 — вал; б) в направляющих
станков: 1 — каретка; 2 — станина; 3 —
брикет твердого смазочного материала
Ю
С°времсиная
Грибо.'Ю! ИИ
290
Глава 7. Твердые смазки
Рис. 2. Схемы зубчатых передач с магнитной системой смазки: а) внешнее
расположение магнита; б) внутреннее расположение магнита; в) и г) принципы
регулирования подачи смазочного материала; 1 — картер; 2 — зубчатые колеса; 3 — смазочный
материал; 4 — магнит
со смазочным материалом (рис. 2 в), либо за счет изменения силы тока
в обмотке электромагнита (рис. 2 г).
7.4. Разработки теории и новые подходы к созданию
твердых смазочных материалов и покрытий
Перспективам применения твердых смазочных покрытий в
автомобилестроении и других отраслях техники посвящены работы [22]. В
работе [23] рассмотрены обшие вопросы трибологии вычислительной техники,
средств магнитной записи, хранения и воспроизводства информации.
Особенности трения в этих условиях — очень малые нагрузки и необходимость
обеспечения высокого качества и твердости поверхностей. Установлено,
что трение и износ на микро- и наноуровне обычно меньше, чем в
макромасштабе. Изучение микро/нанотрибологии может привести к созданию
устройств со сверхнизким трением. Следует заметить, что эти цели уже
достигнуты в газодинамических подшипниках, применяемых, в
частности, в гироскопах.
Вакуумные ионно-плазменные методы нанесения твердых
смазочных покрытий. Практически неограниченные возможности
совершенствования содержащих MoS2 покрытий появились благодаря разработке и при-
7.4. Создание твердых смазочных материалов и покрытий 291
менению ионно-плазменных методов для нанесения твердых смазочных
покрытий без связующею [2]. Большинство из них основано на явлении
катодного распыления мишени, спрессованной из природного
дисульфида молибдена, с последующей конденсацией на поверхности детали.
Применяют распыление в разряде как постоянного тока, так и в
высокочастотном. В настоящее время наиболее широко пользуются магне-
тронным методом. Новые возможности появились при применении двух
оппозитно-расположенных магнетронов, и четырех с замкнутым
магнитным полем |2|. Обычно наносят покрытия толщиной несколько
микрон, но наибольшей износостойкостью обладает слой толщиной 1 мкм.
Большое количество информации отрибологических свойствах покрытий
M0S2, нанесенных вакуумными ионно-плазменным и (ВИП) методами,
содержится в обзорах и статьях, посвященных, главным образом,
космической трибологии [2,20,22]. Исследовано [25] влияние на трение покрытия
M0S2 содержания в азоте кислорода и паров воды. Испытания
проводились по схеме шарик — диск (скорость скольжения 0,5 м/с, нагрузка 10 Н).
Долговечность покрытия в сухом азоте 8106 оборотов. При содержании
кислорода до 1 % долговечность изменялась мало. Дальнейшее
увеличение содержания кислорода приводило к резкому снижению долговечности
(при 100% содержании кислорода на два порядка). При содержании в
азоте всего 0,4 % молекул воды (относительная влажность 20 %) долговечность
снизилась на два порядка. Дальнейшее увеличение влажности (до 80 %)
мало снижало долговечность. Таким образом, установлено, что пары воды
снижают долговечность покрытия намного сильнее, чем кислород.
Другие способы создания покрытий с MoS2 и их применения.
Следует несколько слов сказать о некоторых других способах получения
содержащих дисульфид молибдена покрытий. Проведены исследования
композиционных покрытий: сплав на никелевой основе — M0S2,
полученные методом вакуумной плавки [23]. Испытывались покрытия при
комнатной температуре на воздухе при возвратно-поступательном скольжении
по схеме шарик — диск. При увеличении содержания дисульфида
молибдена от 0 до 15 масс. % коэффициент трения снижался от 0,7 до 0,08-0,16
(оптимальное содержание M0S2 10%). Темп изнашивания снижался на
один-два порядка. Противозадирные свойства также улучшались.
Покрытия M0S2 наносились с помощью непрерывного газового
лазера (СО2) мощностью 1,6 кВт (обработка сканирующим лучом в аргоне)
1*3|- При возвратно-поступательном скольжении на воздухе коэффициент
Рения равен 0,2 (у полученного таким же способом графитового покрытия
»')■ Известны также попытки нанесения покрытий MoS2 детонационным
Разменными методами.
Твердые смазочные покрытия с другими халькогенидами. Покрыти-
из Дисульфида вольфрама и других халькогенидов посвящено значи-
292
Глава 7. Твердые смазки
тельно меньше публикаций, чем покрытиям из дисульфида молибдена
В работах [2,22] приведены результаты исследования покрытия WSi и ком.
позиционных покрытий WS2— ZnO. нанесенных с помощью импульсного
эксимерного лазера. Покрытия были испытаны при комнатной
температуре в сухом азоте и влажном воздухе, а также в воздухе при 300 и 500~ С,
по схеме сфера — плоскость. При комнатной температуре в азоте
значение коэффициента трения у композиционного покрытия было таким же
(0,05), как и у WS?. Во влажном воздухе трение композиционного
покрытия существенно ниже. При повышенных температурах низкое трение
(/ ~ 0,04-0,06) сохранялось длительное время, тогда как покрытие WS2
быстро окислялось.
Это же композиционное покрытие применялось для создания
«адаптивной» смазки, работоспособной в широком диапазоне температур [22].
При невысоких температурах низкое трение обеспечивается исходной
твердой смазкой (WS2). В процессе трения при 500° С в результате три-
бохимического взаимодействия образуется соединение ZnW04,
обладающее хорошими смазочными свойствами при высоких температурах. Для
того чтобы «адаптивное» покрытие функционировало при термоцикли-
ровании, его делают многослойным с барьерными слоями,
предотвращающими диффузию кислорода и цинка. Из испытанных барьерных слоев
наиболее эффективным оказался оксид адюминия (долговечность
покрытия с барьерными слоями при 500° С на один-два порядка выше, чем без
барьерных слоев).
Из халькогенидов переходных металлов 1V-VI групп периодической
системы элементов некоторое применение нашел диселенид ниобия,
являющийся в отличие от дисульфида молибдена проводником. Проявлен
также некоторый интерес к моноселенидам галлия и олова [2].
Политетрафторэтиленовые твердые смазочные покрытия.
Эффективность смазочных свойств политетрафторэтилена (ПТФЭ) нашла свое
подтверждение в дальнейших исследованиях. Оказалось, что
фторопластовые покрытия без связующего можно получать натиранием, нанесением
из суспензии (с последующей просушкой и спеканием при 380° С),
вакуумными ионно-плазменными методами (катодным распылением в ВЧ
разряде и «прививкой» в плазме тлеющего разряда, горящего во фтор-
содержащих газах). Наиболее перспективными из перечисленных выше
являются вакуумные ионно-плазменные методы.
Широко применяются содержащие ПТФЭ покрытия с различными
полимерными связующими. Трибологические свойства таких покрытии
могут быть улучшены введением в их состав других компонентов: тверды*
смазок (M0S2, графита и др.) и повышающих износостойкость
наполнителей. Положительный эффект дает предварительная перед
нанесением покрытия подготовка поверхностей, повышающая противозадирньк-'
свойства материала основы, например, фосфатирование,
7.4. Создание твердых смазочных материалов и покрытий 293
ПТФЭ достаточно широко применяется для создания перенесенных
пленок в подшипниках качения, эксплуатирующихся в пакууме [6, 22,23|.
Обычно он вводится в состав сепаратора, изготовляемого из
композиционного материала, или же покрытия, наносимого на стальной сепаратор.
При работе подшипника ПТФЭ переносится на тела качения и кольца,
образуя на них эффективное твердое смазочное покрытие.
Триботехнические свойства наносимых катодным распылением
покрытий ПТФЭ могут быть существенно улучшены введением в них
(катодным же распылением) других веществ — элементов и соединений.
К твердым смазочным покрытиям относятся также поверхностные
слои, образующиеся в тлеющем разряде, горящем в парах
низкомолекулярных фторуглеродои |2|. «Прививка» фторуглеродных молекул к
поверхностям полимеров, эластомеров и других материалов придает им
антиадгезионные и антифрикционные свойства. Толщина
образующихся в тлеющем разряде покрытий очень мала и при трении они быстро
изнашиваются. Однако они очень эффективно снижают адгезионное
взаимодействие в разъемных соединениях, в том числе функционирующих
в вакууме [26].
Износостойкость фторопластовых покрытий может быть повышена
воздействием умеренных доз проникающего излучения. Это следует из
результатов исследования влияния такого воздействия на объемный
материал. Износостойкость фторопласта в результате действия излучения (доза
50 Мрад) возросла на 1,5 порядка [2]. В другой публикации сообщается,
что в результате воздействия электронов с энергией 10 МэВ
износостойкость при дозе 30 Мрад увеличилась на три порядка [2]. При облучении
металлофторопластового материала дозой до 100 Мрад его
триботехнические свойства не ухудшились.
Твердые смазочные покрытия на основе оксидов и фторидов.
Оксидные покрытия с неорганическими связующими применяются обычно в
высокотемпературных узлах трения. Достаточно широко применяются
покрытия на основе оксида свинца. В качестве перспективных
называйся покрытия, содержащие оксид титана [2]. Композицию из оксида
Цинка и дисульфида вольфрама использовали при создании
многослойных «адаптивных» твердых смазочных покрытий |23|, обеспечивающих
Низкое трение в широком диапазоне температур (при высоких
температурах за счет трибохимического взаимодействия компонентов смазки
и кислорода).
Исследовалась фреттингоустойчивость покрытия, состоящего из 35 %
2O3, 40% MoSi и полиамидоимидного связующего [2|. Покрытие
толщиной 10 мкм наносилось на опескоструенную поверхность титанового
"лава. Амплитуда возвратно-поступательного движения с частотой 25 Гц
Снялась в пределах 20-80 мкм, нагрузка — от 2 до 15 Н. Трение
УЩествлялось в паре с шариком из нержавеющей стали. Обоснования
294
Глава 7. Твердые смазки
выбора такого состава не приведено. Нет также сравнения с покрытием
не содержащим оксида сурьмы. В вакууме (при давлении ниже 10-1 Па)
коэффициент трения при увеличении длительности испытания снижается
до установившегося значения (0,08-0,1), несколько более высокого, чем
при однонаправленном скольжении. Трение снижается также при
увеличении нагрузки. На воздухе коэффициент трения с увеличением
длительности испытания возрастает, что связано с разрушением покрытия
и образованием оксидов молибдена и серы.
В состав разрабатываемых высокотемпературных покрытий кроме
традиционно применяемых для этой цели оксида свинца [23] и
фторидов кальция и бария [2| вводят металлы [2, 25], простые и сложные
оксиды (BaZr203, Cr203, ВаО, ВаСЮ4, ВаСг204) ВаСг03) [2,25],
фторид церия [2]. Для нанесения высокотемпературных покрытий применяют
методы, основанные на плазменном напылении [25], ионном напылении
и катодном распылении |2]. Связующие применяют керамические [2].
Придание смазочных свойств твердым поверхностям методом
имплантации. Перспективным, особенно для целей нанотрибологии,
способом придания антифрикционных свойств поверхностям является их
модифицирование методом имплантации. Насыщение поверхностного слоя
элементами (или соединениями) с низким сопротивлением сдвигу в
концентрациях, намного превышающих равновесные, должно в процессе
трения обеспечивать за счет процесса восходящей диффузии образование
тончайшего слоя этого вещества на поверхности. По существу, в этом
случае антифрикционное покрытие должно образовываться в результате
трибологического воздействия на поверхностный слой. В настоящее время
целенаправленных исследований возможностей подобного использования
имплантированных слоев проводится мало.
Исследовалось влияние одновременной имплантации в поверхность
оксидных алюминиевых и циркониевых керамик ионов молибдена и
серы [2]. Образующееся в поверхностном слое соединение MoSr улучшает
трибологические свойства керамик. Аналогичные результаты получены
при имплантации молибденовой поверхности ионами серы [2].
Трибологические свойства нанесенного катодным распылением покрытия MoSx
улучшались при имплантации ионами галлия [22|. При имплантации
ионов углерода повышалась коррозионная стойкость покрытия.
Существенное улучшение трибологических свойств было получено
при имплантации ионами различных элементов резиновых вкладышей
дейдвудных подшипников ледоколов [2]. При испытаниях и
эксплуатации вкладышей с модифицированным имплантацией поверхностным
слоем (при смазке морской водой) коэффициент трения в 2 раза, износ
резины в 3-4 раза, износ металлического контртела в 4-6 раз ниже, чем
у вкладышей без обработки.
Список литературы
295
7.5. Перспективы развития твердых
смазочных материалов
Анализ публикаций последних лет позволяет сформулировать
дальнейшие направления работ по созданию и исследованию более
долговечных и надежных твердых смазочных покрытий для различных условий
эксплуатации. К ним относятся:
1. Расширение применения вакуумных ионно-плазменных методов
(включая имплантацию, ионное перемешивание и «уплотнение») создания
твердых смазочных покрытий — в том числе и очень твердых — и
модифицирования поверхностных слоев с целью придания им
антифрикционных свойств.
2. Создание многослойных твердых смазочных покрытий с твердым
износостойким подслоем (наносимым или получаемым
модифицированием материала основы) и наружным защитным слоем.
3. Исследование синергетического эффекта при совместном
применении нескольких твердых смазок в создаваемых композиционных
покрытиях.
4. Исследования легирования и интеркалирования слоистых твердых
смазок с целью создания покрытий с низким (сверхнизким)
стабильным при эксплуатации в различных условиях трением и высокой
износостойкостью.
5. Разработка очень твердых (алмазных, из кубического нитрида бора и др.)
покрытий для удовлетворения потребностей нанотрибологии,
обладающих сверхнизким трением и сверхвысокой износостойкостью.
6. Создание многослойных «адаптивных» твердых смазочных покрытий,
работоспособных в широком диапазоне температуры при
циклическом ее изменении.
7. Разработка твердых смазочных покрытий для высоких (до 1500° С
и выше) и криогенных температур.
8. Создание с целью увеличения ресурса работы подвижных
сопряжений способов синтеза и регенерации твердых смазочных покрытий
за счет трибохимических процессов (при взаимодействии со средой
или с материалом контртела) или при использовании встроенных на-
пылительных устройств (например, вакуумных ионно-плазменных).
"• Разработка магнитоуправляемых порошковых смазочных материалов
с целью применения их втрибосопряженияхс магнитными системами
подачи смазки.
Список литературы
'• Дроздов Ю. //., Павлов В. Г., Пучков В. Н. Трение и износ в экстремальных
Условиях. М.: Машиностроение, 1986. 223 с.
296
Глава 7. Твердые смазки
2. Ковалев Е. П., Игнатьев М. Б., Семенов А. П. и др. Твердосмазочные покрытия
для машин и механизмов, работающих в экстремальных условиях (обзор) //
Трение и износ. 2004. 25. 3. С. 316-331.
3. Энциклопедия неорганических материалов. Киев: Гл. ред. УСЭ, 1977. Т. 1.
840 с; Т. 2. 813 с.
4. Thomsen Т.С. The Practice of Lubrication. London, 1920.
5. Falz E. Grundzuge der Schmiertechnik. Hannover, 1925.
6. Веселовский B.C. Угольные и графитные конструкционные материалы. М.:
Наука, 1966. 224 с.
7. Бреитуэйт Е. Р. Твердые смазочные материалы и антифрикционные
покрытия. М.: Химия, 1967. 3420 с.
8. Koehler W. Antifriction and Antiabrasive Metal. U. S. Patent 1714564, (1927).
9. Cooper H. S., Damerell V. R. Lubricant. U. S. Patent 2156803, (1939).
10. WilkeyJ. E. Frictional material and Method of Making same. U. S. Patent 2284785,
(1939).
11. Сентюрихина Л. Н., Опарина Е. М. Твердые дисульфид-молибденовые смазки.
М., 1966. 152 с.
12. Пугина Л. И., Синявская М.Д., Максимчук И. М. Дисульфид молибдена. Киев:
Наукова думка, 1968. 50 с.
13. Bell М. Е., FindlayJ. H. Molybdenite as a New Lubricant // Phys. Rev. 1941. Vol. 59.
P. 922.
14. Dickinson R. G., Pauling L. The crystal structure of molibdenite // J.Am. Chem.
Soc. 1923. Vol.45. P. 1466-1471.
15. Bragg W. The investigation of the properties of thin films by means of X-rays. Proc.
Roj. Soc. London. 1925. Vol. 115. P. 266-269.
16. Savage R. H. Graphite lubrication //J.Appl. Phys. 1948. Vol. 19. P. 1.
17. Семенов А. П. Подшипники скольжения. М.: НИИМАШ, 1969. 71 с.
18. Новое о смазочных материалах. М.: Химия, 1967. 312 с.
19. Sliney Н. Е. Solid lubricant materials for high temperatures — a review // Tribology
International. 1982. Vol. 15. 5. P. 303-315.
20. Цеев Н.А., Козелкин В. В., Гуров А. А. Материалы для узлов сухого трения,
работающих в вакууме. М.: Машиностроение, 1986. 188 с.
21. Proceedings of the 5-th International Congress on Tribology (Helsinki). Vol. 2. 1989.
465 p.
22. Tribology International (Special Issue: Space Tribology). 1990. Vol. 23. 2. P. 66-160.
23. World Tribology Congress 1997. New Directions in Tribology (Plenary and Invited
Papers from First World Tribology Congress. 8-12 Sept. 1997). London: Mech.
Eng. Publ. Ltd., 1997.
24. International Tribology Conference. Yokohama 1995. (Synopses). Japanese Society
of Tribology. 1995.
25. Applications of Diamond Films and Related Materials (Proc. of the First Intern.
Conf.) / Ed. by Y. Tzeng, M. Yosh ikawa, M. Murakawa, A. Feldman. N.-Y: Elsevier
Science Publishers, 1991.
26. Силин А. А. Трение и мы. М.: Наука, 1987. 192 с.
Глава 8
Тепловая задача трения
Вопрос о необходимости решения тепловой задачи трения с целью
прогнозировать фрикиионно-износные характеристики трибосопряжений
был поставлен в первые десятилетия XX в. после того, как было
установлено, что выход из строя высоконапряженных узлов трения, главным
образом тормозов и гипоидных передач в задних мостах легковых автомобилей
определялся превышением температур, генерированных в процессе трения
над определенными предельными температурами [1,2]. Дальнейшие
исследования показали, что температуры, генерируемые в трибологическом
контакте, оказывают определяющее влияние на другие характеристики
подвижных трибосопряжений, в частности, на контактное усталостное
разрушение, структурные превращения в контактирующих телах, их
механические свойства и т. д.
В настоящее время принято считать, что потеря прочности деталей
в подвижных трибосопряжениях в значительной мере связана с
повышением температуры в контакте при трении. В связи с этим отметим,
что в историческом плане хронология выполненных исследований
диктовалась количеством проявляющегося тепла в узлах трения, значимостью
безотказной работы этих узлов, а также условиями и весомостью
последствий разрушения в контакте в результате воздействия тепла трения.
8.1. Два исторических периода развития
тепловой задачи трения
Первый период. Историю развития тепловой задачи трения можно
Разбить на два периода: I) 1935-1965 гг. и 2) 1966-2004 гг. Эти
периоды разграничены выходом в свет известной работы М. В. Коровчинского
*Основы теории термического контакта при локальном трении» [1,2].
К настоящему времени тепловая задача трения пополнилась новыми
решениями и теоретическими разработками. В предлагаемом историческом
°озоре рассмотрено развитие этой задачи лишь для условий подвижного
Контакта деталей машин.
Началом систематического изучения тепла трения следует считать
СеРедиНу 1930-х гг. В 1935 г. Д. Боуде н совместно с К. Ридлером опубли-
°вали [3] работу по измерению температуры поверхности между непо-
298
Глава 8. Тепловая задача трения
движным торцом стержня и вращающимся диском методом естественной
термопары с учетом открытого ранее Р. Хольмом распределенного
контакта в реальном сопряжении. Из нее следуют три важных вывода:
1. Температуры, развивающиеся на площадках фактических пятен
контакта, являются весьма высокими, их величиной нельзя пренебрегать
2. Влиянием этих температур во многих случаях определяется
протекание процесса трения.
3. Теоретический анализ нагрева области контакта при трении имеет
первостепенное практическое значение.
В следующей своей работе, выполненной совместно с Д. Тейбором.
Ф. Боуден [4] фиксирует чрезвычайно высокие температуры трения.
Полученные им результаты выявили, что температуры ма поверхности в
окрестности металлического контакта приближаются к температурам плавления.
Исследования, выполненные в дальнейшем, показали, что замер
температур с помощью впервые использованной Ф. Боуденом методики
естественной термопары до сегодняшнего дня остается, по-видимому,
наиболее надежным методом оценки средних контактных температур в условиях
трения металлов. В то же время сама модель тепловой контактной
задачи трения рассматривалась в [3,4] как чрезвычайно упрошенная, так как
область контакта относительно обоих сопряженных тел предполагалась
неподвижной. Это сразу же повлекло за собой принятие коэффициентов
разделения тепловых потоков, равных 0,5 по всей области контакта. Форма
области контакта строго не фиксировалась, а сама задача рассматривалась
по существу как статическая и одномерная. Это приемлемо лишь для
неподвижного контакта двух одинаковых тел с равными теплофизическими
и геометрическими параметрами. Исследования температуры трения в
подвижном контакте продолжают развиваться и в настоящее время, часто
по направлениям, проложенным Ф. Боуденом.
Основополагающим предложением для выполнения теоретического
анализа стала модель X. Блока, имитирующая возникновение и
распространение тепла трения на локальном (по X. Блоку, «сосредоточенном»)
пятне контакта [5-7] с подвижным источником тепла. Первые публикации
элементов этой модели относятся ко второй половине 1940-х гг. Наиболее
полное описание модели было представлено X. Блоком позже в работах
1949-1955 гг. Кроме того, им предложены аналитические выражения для
определения мгновенных температур, ответственных за начальный
момент заедания.
Основные положения модели Блока заключаются в следующем.
Плоский тепловой источник движется по открытой плоской поверхности
полупространства с высокой постоянной скоростью v = const. Контактная
тепловая задача в постановке X. Блока приемлема при достаточно больших
числах Пекле Ре > 5. Высокая скорость прохождения теплового источника
8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 299
вызывает резкое повышение температуры на поверхности в каждой
следующей точке контакта при принятии предпосылок Герца. При учете
распределенного контакта проявление температурной вспышки связывается
с наличием фактического пятна контакта. Именно резкое повышение
температуры рассматривается как температурная вспышка. Считается, что
источник тепла перемещается настолько быстро, что тепло не успевает перед
ним распространиться. Тепло поглощается телом только под тепловым
источником. Таким образом, температурная вспышка вне сферы нахождения
теплового источника равна нулю. В этом случае глубина проникновения
тепла трения становится весьма малой. Отсутствует обмен тепла с
окружающей средой. Все тепло поглощается телом, а направление потоков тепла
от источников до точек, лежащих на небольшой глубине, происходит
практически в направлении, перпендикулярном к границе тела. В связи с этим
поверхностный слой тела рассматривается как разделенный на
параллельные стержни, перпендикулярные к поверхности и термически
изолированные друг от друга. Такой подход позволяет рассматривать задачу
определения распределения температуры на локальном пятне контакта как в
единичном стержне в каждом из сопряженных тел (так называемая
«стержневая» модель Блока). Опора на законы теплопроводности позволила X.
Блоку предложить такую формулу для определения максимальной
температуры трения, которая давала не только правильный порядок искомых
величин, но иногда и близкое к действительности значение самой температуры,
особенно при рассмотрении контакта двух цилиндров вдоль их
образующих. Это обстоятельство легло позже в основу общепринятого сегодня
рассмотрения контакта эвольвентных зубьев сопряженных зубчатых колес
вдоль образующих зубьев часто одновременно с рассмотрением
положений задачи Герца. В процессе работы над совершенствованием своей
модели X. Блок высказал мнение, что контактная температура является суммой
Двух температур — объемной и температуры вспышки. Модель Блока,
сохранившаяся практически в первозданном виде, выдерживает испытание
временем вот уже почти в течение семидесяти лет и сохраняет свои
основные черты с учетом суммарного характера критической температуры.
X. Блок в своих работах продемонстрировал тонкое понимание
проблем, возникновение которых может сопровождать перенос постановки
И решения тепловых контактных задач с локального пятна контакта на
сопряжения реальных размеров. Требования, выдвигаемые им для решения
этих проблем, формулировались постепенно в течение двух десятилетий,
и Главные из них указаны им в работах |5—7]. Типичные трудности
контактной задачи возникают, по его мнению, тогда, когда встает вопрос, каким
°°разом и до каких пределов приближенное решение для единичного тела
°жет быть применено к задаче о контакте двух тел реальных размеров.
•"Явной проблемой здесь является необходимость учета переменной ин-
енсивности потоков тепла трения, возникающего на реальном контакте.
300 Глава 8. Тепловая задача трения
При этом должен учитываться целый ряд факторов: неравенство между
собой и непостоянство скоростей относительного перемещения
контактирующих тел и коэффициентов разделения тепловых потоков; различная
продолжительность контактирования точек активных поверхностей
сопряженных тел в подвижном контакте; наличие возможности вычислять
в каждой конкретной точке контакта величины каждого из
действующих параметров: нагрузки, скорости, продолжительности
контактирования, коэффициентов разделения тепловых потоков, значений температуры
и ее распределения в области контакта каждого из сопряженных тел.
Особенно это касается предложенных X. Блоком двух основных
граничных условий тепловой контактной задачи |5,6|. Трудности с учетом
граничных условий могут также проявиться при возможном перехоле
с локального пятна контакта на сопряжения реальных размеров и
геометрии. Общими для всех сопряжений граничными условиями является
то, что сумма тепловых потоков, поглощаемых первым Q\ и вторым Q2
сопряженными телами в каждой точке контактной поверхности,
должна равняться суммарному тепловыделению Q в слитной точке контакта
и что температурный скачок в двух контактирующих точках отсутствует,
т. е. температуры контактирующих точек Г] и Т2 сопряженных тел равны
между собой.
Аналитическими выражениями, соответствующими двум основным
граничным условиям, станут следующие:
Q\ +Qi = Q, (0
Т\=Тг. (7)
Предложение X. Блоком двух основных граничных условий
позволяет констатировать, что именно им сделан первый шаг к постановке
тепловой контактной задачи в качестве краевой задачи с подвижным
источником тепла. Его модель разработана на базе цилиндрических эволь-
вентных зубчатых передач. Ее инвариантность заключается в
применимости модели для подвижных сопряжений практически всех видов деталей
машин, встречающихся на практике. Названная особенность легко
объясняется высокой сложностью геометрокинематического и силового
проявления подвижного контакта двух сопряженных зубчатых колес с эволь-
вентными профилями зубьев, представляющих собой, возможно, самый
сложный пример нагружения подвижного контакта высших
кинематических пар, особенно в условиях многопарного зацепления. Сопряжения
высших кинематических пар других деталей машин охватываются
представлениями, разработанными для подвижного сопряжения эвольвентны4-
профилей. X. Блок отмечает, что использованное приближение для
единичного контакта дает законченное решение общих проблем, связанны*
с температурной вспышкой.
8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 301
Следующий шаг в приближении модели Блока к реальным событиям
сделал Дж. К. Егер (1942) |8]. Критикуя X. Блока за слабое
математическое оснащение первых вариантов предложенной им модели, он впервые
использует для тепловых задач трения в условиях подвижного контакта
(скользящего источника тепла) метод потенциала простого слоя для
математического выражения плотности теплового пограничного слоя и
математический аппарат, нацеленндлй на определение распределения искомых
температур по плотности теплового потока в области локального контакта
и в его окрестностях в виде, в том числе, кратных интегралов. Решение
входящих в уравнения интегралов учитывает естественным образом
взаимовлияние тепловых источников и лишает, таким образом, оригинальную
модель Блока ее «стержневого» вида. Кроме того, решение интегралов
позволяет определить распределение температуры не только по
поверхности, но и в глубине тел, в подповерхностном слое активных
поверхностей сопряженных зубьев зубчатых колес (вообще — деталей машин)
и вычислить значение температуры в любой момент зацепления по тол-
шине теплопроводяшего слоя не только для больших, но и для средних
и малых чисел Ре. По полученным им результатам аналитических
исследований распределения тепла от источников с различной интенсивностью
Егер делает важный вывод о том, что кривые распределения температур
от этих источников несколько отличаются но форме, но мало отличаются
по значениям максимальных и средних температур, так что приведенные
им решения для источников с постоянной интенсивностью будут давать
правильную последовательность величин для случаев переменной
интенсивности источника, закон изменения которой не имеет слишком
экстремальных значений. Использование метода потенциала простого слоя в
качестве математического аппарата является самым действенным средством
Для аналитического решения тепловых контактных задач трения с
подвижным источником тепла со времени предложения Дж. Егера и до
настоящего времени. В работе (8] представляет интерес сравнение численных
результатов значений максимальных и средних температур, получаемых
по аналитическим выражениям X. Блока и Дж. Егера. Оказалось, что [9]:
tfmax (по Егеру) = 0,96tfmax (по Блоку), (3)
tfcp (по Егеру) = 0,807tfmax (по Блоку) = 0,840t?max (по Егеру). (4)
Таким образом, несмотря на различные исходные предпосылки и
пути решения задачи в работах [6, 8] окончательные значения температур
Получаются практически равными.
Сделанные Егером предложения еще трудно назвать теорией, хотя
ПРИ соединении предложенных им математических разработок с ориги-
ЗЛьной моделью Блока вопрос о построении теории теплового контак-
"Рования оказался существенно продвинутым.
302
Глава 8. Тепловая задача трения
Образуемое и контакте тепло трения поглощается контактирующими
телами не в равных долях, а эти доли определяются влиянием двух групп
параметров: геометрокинематических и теплофизических. При равенстве
теплофизических параметров разделение тепла определяется лишь
первой из указанных здесь двух групп параметров, [еометрокинематические
параметры характеризуют продолжительность контактирования, которая
в этом случае определяет долю поглощаемого тепла. Вне теплового
источника отсутствует поглощение телом тепла трения. Поэтому определение
коэффициентов разделения тепловых потоков в контакте является одним
из центральных моментов решения тепловых контактных задач трения.
Следующим после предложения Боудена аналитическим выражением
для определения коэффициентов разделения тепловых потоков в контакте
двух тел стало предложение Ф. Шаррона (1943), которое оказалось
пригодным для рассмотрения неподвижного контакта двух одинаковых тел
с равными геометрическими параметрами, но обладающими различными
теплофизическими свойствами. Коэффициенты разделения тепловых
потоков Х|И Xi B этом случае определяются, как
лАТдСд
\/Ai7lCl + VA272C2
V%72C2 ,,.
Xl = rr /7=' ^
VAlTlcl + VA272C2
где A],2, 7i,2, C\.i — соответственно теплопроводность, плотность и
теплоемкость материалов сопряженных тел 1 и 2. Выражение о = (Х^с)]/2
X. Блок называет [7] «коэффициентом теплового контактирования». Для
того чтобы приблизить формулы (5) и (6) к расчету зубчатых передач,
которыми он занимался, X. Блок в середине 1950-х гг. вводит в эти формулы
скорости «1 и г>2 перемещения контактных точек по каждому из двух
сопряженных эвольвентных профилей 1 и 2 соответственно [5,6]. С учетом
этого дополнения X. Блока выражения (5) и (6) для определения
коэффициентов разделения тепловых потоков принимают вид:
\AiAi7iCi . .
Х\=—7=== / . К1'
1/U1A171C1 + y/v2\2j2C2
y/v2X2j2C2 ,„v
*2 = / ^ ■ / 1 ( '
i/UlA|7lC| -Г y/v2X2j2C2
X. Блок принимал продолжительность контактирования мгновенной,
что может оказаться оправданным при рассмотрении локального пятна
контакта. В то же время он говорил о необходимости учета
продолжительности контактирования в реальном сопряжении [5,6].
8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 303
В послевоенные годы получил широкое развитие экспериментально-
теоретический путь исследования тепла трения. Тепловая задача трения
была использована для разработки объективных методов модельных
испытаний материалов пар трения и смазок для стационарных и нестационар-
ных процессов трения и изнашивания в разрабатываемых узлах трения,
что облегчило освоение промышленностью научных достижений [10-13]
и др. В отечественной науке первые теоретические обобщения были
выполнены B.C. Шелровым [14]. В этой работе оказались детализированы
многие теоретические положения, наработанные к тому времени. Были
проанализированы и развиты тепловые расчеты в различных условиях
торможения, в том числе и расчет автомобильных тормозов, выполненный
еще академиком Е. А. Чудаковым |15], и подвижных сопряжений с
сосредоточенным контактом (зубчатые передачи) при сухом трении и в условиях
граничной смазки. Щедров впервые рассмотрел тепловую задачу с учетом
наличия пленки смазочного материала, разделяющего трущиеся тела.
В качестве заключения заметим, что ко второй половине
шестидесятых годов XX в. наука в области изучения тепла трения в контакте
подошла с построенной математической моделью тепловыделения на
локальном пятне контакта (X. Блок) [5-7]. оснащенной весьма
действенным современным математическим аппаратом (Дж. Егер) [9], который
был тщательно проработан, подробным образом проанализирован и
теоретически детализирован с учетом начального линейного контакта
(зубчатые передачи) и контакта, распределенного по площадям (тормоза).
В аналитическое обоснование модели было положено уравнение
теплового потока Фурье (В. С. Щедров) [14] с указанием возможности
практической оценки использования этой модели (М.Д. Генкин, Н.Ф. Кузьмин,
Ю.А.Мишарин) [9] и с выходом на широкое промышленное
использование результатов решений тепловой задачи трения (И. В. Крагельский,
Г.И.Трояновская, А. В. Чичинадзе, Г. Г. Чупилко (1952) [10-13].
За пределами этого периода еще оставались:
1) построение собственно теории трения на локальном пятне контакта;
2) решения тепловых задач трения для сопряжений реальных размеров;
а также
3) весьма важная по существу необходимость решения физической
задачи, объясняющей само проявление тепла трения и выявление
возможностей управления им в подвижных высоконапряженных
сопряжениях деталей машин.
Примеры решений первых двух из указанных здесь трех задач были
Получены лишь во втором рассматриваемом здесь периоде после 1966 г.
"бдительное решение третьей задачи остается, по-видимому, за достаточ-
ц° неблизким будущим.
304
Глава 8. Тепловая задача трения
Второй период. Среди наиболее значимых событий становления
тепловой задачи трения следует считать публикацию теоретических работы
М. В. Коровчинского (1966—68 гг.) [1.2]. В этих работах под понятием
«локальное трение» понимается весьма малая область реального контакта
по сравнению с характерным размером сопряженных тел. В них
теоретическими примерами охвачен достаточно широкий круг вопросов,
необходимость решения которых может возникнуть при выполнении конкретных
практических задач. Подчеркивается, что теория Блока пригодна лишь при
очень больших числах Ре и при одновременном рассмотрении свободных
поверхностей в качестве адиабатических. В этом случае оправдывается
предположение Блока о возможности рассматривать соприкасающиеся
поверхности сопряженных тел как набор параллельных стержней,
перпендикулярных к поверхности и термически изолированных друг от друга.
Таким образом, предложения М. В. Коровчинского позволяют отказаться
от «стержневого» рассмотрения сопряженных тел, что само по себе
является существенным приближением к реальным событиям.
В [1,2] рассмотрены подробные решения тепловых контактных
задач для стационарного, квазистационарного и нестационарного контактов
с прямоугольной и эллиптической поверхностями контакта, с
различными плоскими и пространственными (прямоугольник, сжатый сфероид)
поверхностями размещения источников тепла с постоянной и
переменной плотностями распределения и т.д. Кроме того, была решена задача
о распределении температуры в условиях трения верчения. Подробно были
проанализированы вопросы определения влияния теплоотдачи со
свободных поверхностей соприкасающихся тел на температуры, возникающие
при трении. При этом рассматривались аналитические особенности
решения интегралов, предложенных для определения распределения
температур в контакте по предлагаемой интенсивности потоков тепла. По
существу в этих работах М. В. Коровчинского была выполнена основная,
наиболее трудоемкая часть работы, позволяющая сделать следующий шаг
к определению распределения температуры в области подвижного
контакта сопряженных деталей машин реальных размеров. Этот шаг был сделан
В. В. Шульцем [16], которым было выполнено большое экспериментально-
теоретическое исследование, связанное с определением формы
естественного износа активных поверхностей в подвижных сопряжениях деталей
машин. Исследование [16] включило в себя решения задач по
определению распределения температур в подвижных контактах, в частности, для
червячных передач и плоских дисков. Для последних задач было указано,
по-видимому впервые, расположение зон максимального местного износа
на активных поверхностях в указанных подвижных сопряжениях реальных
размеров.
Необходимо отметить, что в [7], датированной 1987 г., X. Блок также
обращается к математическому аппарату потенциала простого слоя, к томУ
\ 8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 305
-V
времени уже широко апробированному, например, в работах [1,2,8, 16].
Он отмечает, что решения для конкретных тел модуг бьдть представлены
непосредственно в форме, в том числе, кратных интегралов, учитывающей
геометрию, время и мгновенное местонахождение подвижных тепловых
источников. Эти интегралы вычисляются даже тогда, когда
рассматриваются подвижные тепловые источники, одновременно изменяющие свою
форму, протяженность и скорость в функции времени и положения.
Однако и физические, и математические предложения достигают наилучшего
результата с использованием полезной концепции «теплового слоя» [5-7].
В [7] X. Блок предлагает приводимое интегральное уравнение (9) для
локального пятна контакта, определяющее распределение температуры
в контакте на базе своей «стержневой» модели:
Чх.ул)
у/п л/ьХус J у/х-(,
/—j==. dx при ш ^ х ^ 0, (9)
/"«•У*"». (.»)
где: q{£) — интенсивность теплового источника; ш — ширина источника;
v,\, 7, с — скорость перемещения теплового источника,
теплопроводность, плотность и теплоемкость материала соответственно; х(£) —
расстояние, проходимое тепловым источником.
Анализируя уравнение (9), обнаруживаем, что уравнения этого же
типа были рассмотрены М. В. Коровчинским при решении тепловых задач
на локальном пятне контакта [1, с. 6, (174)]:
Нх*л) ~ 2{х-у-г) - J(A, + А2) ' 2тг
s
и несколько позже В. В. Шульцем для определения распределения
температуры по поверхности фрикционных дисков реальных размеров [16, с. 93,
(7-24)]:
1 \ ГГ v-t
0 = // du>. (11)
4 А, + А2 2тг J J R v >
ы
По своей физической сути все три уравнения являются выражением
одного и того же явления — распределения температуры в области
контакта по известной интенсивности теплового потока. В этом можно легко
Убедиться при сравнении между собой уравнений (9), (10) и (11) по
входящим в них параметрам, выражающим плотность распределения теплового
потока в подынтегральном выражении.
Концепция теплового пограничного слоя для решения тепловых за-
Дач тРения в условиях подвижного контакта как для локального пятна, так
и Для сопряжений реальных размеров была привлечена для значительного
Упрощения и оценочной, и математической структур полученных реше-
Ии- X. Блок в [7] сравнивает эту тепловую концепцию с лучше освоенной
306
Глава 8. Тепловая задача трения
концепцией «пограничного слоя» в жидкостном потоке Пранлтля, в
котором повышенные скорости части потока, омывающей стенки
ограждения, образуют более тонкий слой. Такой подход к постановке и решению
тепловой задачи трения позволяет рассматривать область контакта в
качестве тонких ленточных тепловых источников, разделяющих сопряженные
поверхности.
Анализируя решения тепловых задач определения распределения
температуры в области контакта и его окрестностях по известным тепловым
потокам, X. Блок выходит также на решение обратных тепловых задач,
когда известно распределение температур, но остается неизвестной
плотность теплового потока. Тепловой поток в этом случае определяется
решением интегрального уравнения, которое является классическим
уравнением типа Абеля и представляется следующим образом [7]:
Г/(0
1 ь Г d f Г/«
q = -=. ■ b ■ Vv • — / —7=
sJ-k dx J Jx -
d£,
(12)
где: b — коэффициент теплового контактирования; v — скорость
скольжения; х(() — координаты подвижного источника тепла; Г/ —
распределение температуры в области контакта.
Независимо от X. Блока на решение обратных тепловых задач в
области трибологических исследований в отечественной науке вышли Н. П.
Старостин и А. В. Чичинадзе [17].
Модель Блока до сего дня продолжает оставаться избранным
полигоном и для апробации различных математических моделей, предлагаемых
для теоретического исследования тепловых процессов в подвижных
сопряжениях различных деталей машин, и для практических оценочных
расчетов критической температуры заедания. Расчеты на заедание методом
температурной вспышки, базирующиеся на модели Блока, охватываются
стандартами ИСО вплоть до настоящего времени [18].
Анализ модифицированной модели Блока [19,20] показал
необходимость решения задачи о разделении тепла в контактных точках двух
сопряженных тел. При равенстве теплофизических параметров роль
коэффициентов разделения тепловых потоков играют коэффициенты
продолжительности контактирования, представляемые для цилиндрических
эвольвентных зубчатых передач как т\ и ту.
П = tg Qtw -
Tl
tg atw +
Л>д \
rai J
Г02 \
—' ^ J •
2 tg Qtw +V\ ■
2tgatw + y?2 •
(-£)]
GH1
'13)
(14)
8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 307
где: attw — Угол зацепления зубчатой передачи; гоЬг02 — радиусы
основах окружностей сопряженных зубчатых колес; f\,f2 — угловые
координаты эвольвентных профилей сопряженных зубьев.
Представим результаты аналитических выводов, вытекающие из
уравнения (1):
T\Q\ t2Q = tQ, (15)
т,+т2 = г=1. (16)
Разница в продолжительности контактирования точек активных
поверхностей ножек и головок зубьев в большинстве выполненных расчетов
находилась в пределах 50-70%. В отдельных случаях отмеченная разница
достигала 80%. Этот факт легко объясняет как локальное проявление
начального разрушения, так и давно замеченное механиками явление
большей прочности головок зубьев по сравнению с прочностью их ножек, так
называемый «головочный эффект». Определение коэффициентов
продолжительности контактирования, выполняющих здесь роль коэффициентов
разделения тепловых потоков вследствие равенства теплофизических
параметров материалов сопряженных зубьев, является одним из узловых
моментов, позволяющих перенести представления теплового
контактирования с локальных пятен контакта на сопряжения реальных размеров
цилиндрических зубчатых колес.
Реальная продолжительность существования температурной
вспышки. Величина температурной вспышки играет, возможно, решающую роль
в проявлениях некоторых видов разрушения. X. Блок считает, что в
сопряжении зубьев продолжительность температурной вспышки равняется
~ 1 мс. На эту же цифру через некоторое время стали ссылаться В. С.
Щедрое, а затем и В. Д. Кузнецов, который по результатам собственных
исследований на стекле [21, с. 36] отметил, что время существования «горячего
места» составляет от 1 до 0,1 мс, а площадь наиболее нагретых мест имеет
величину ~ 10"3см2. При этом В. Д. Кузнецов замечает, что эта величина,
по-видимому, значительно превосходит размер горячих мест,
возникающих между металлическими поверхностями, что обусловлено
размягчением стекла при нагревании. По А. С.Ахматову [22, с. 350] средняя
продолжительность жизни контакта во многих самых обыденных условиях
трения скольжения и качения составляет 10~3-10~2 мс. Далее он отмечает,
Что если принять интервал шероховатости по осям поверхности, равным
°>06 мм (8-й класс), то число выступов на 1 см2 будет приблизительно
Равно 104. При скорости скольжения в несколько метров в секунду число
Микрозацеплений на 1 см2 в I с имеет порядок величин 106.
А. В. Чичинадэе и А. Г. Гинзбург [23|, рассматривая перемещение точ-
и контакта в пределах всей длины активной линии зацепления
цилиндрических эвольвентных зубчатых передач, определили, что диапазон про-
"ЛЖительности существования температурной вспышки может варьиро-
308
Глава 8. Тепловая задача трения
ваться в интервале от I мс до 1 мкс. Как показали расчеты [24], этим
диапазоном охватывается большинство эксплуатирующихся в настоящее
время зубчатых передач и его следует учитывать в условиях конкретных
расчетов при определении времени существования единичных
температурных вспышек для сопряженных цилиндрических эвольвентных
зубчатых передач.
Значения температур. В условиях контактною циклического на-
гружения проявления разрушения с предваряющими их изменениями
структуры материалов сопряженных тел имеют место в более тонком
поверхностном слое. Это происходит при высоких скоростях, температурах,
нагрузках и деформациях, сосредоточенных в локальных поверхностных
и подповерхностных объемах.
Возникающие во фрикционном контакте температуры — до 850-
1000° С — вызывают структурные и фазовые превращения [25,26|.
Температура ~ 1000° С приближается к точке плавления стали и, тем
самым, должно происходить снижение прочностных показателей
материалов зубчатых колес. Однако нагретые участки имеют локальный характер,
а скорости нагрева и охлаждения материала в условиях образования тепла
трения чрезвычайно велики. Поданным работ (25, 26] при импульсном
нагружении скорость нагрева слоя толщиной до 10 мкм равна 104-105 К/с.
а скорость охлаждения — lO^—104 К/с. Локальные давления при этом
достигают величин ~5- 105—7 - 105 Н/см2. Именно высокой скоростью и,
следовательно, краткосрочностью протекания локального нагрева и
охлаждения объясняется сохранение сопряженными деталями машин несушей
способности. Разрушения катастрофического характера в этих условиях
просто не успевают произойти. Для их проявления необходимо время для
накопления и объединения очагов разрушения. Факторами, требующими
определения, здесь являются продолжительность и качественная сторона
протекания процессов структурных и фазовых превращений, в том числе
закалочных, а также пределы их проявления и границы временной и
физической устойчивости.
Обнаруживаемый эффект влияния высоких температур потребовал
более пристального изучения факторов, способствующих столь
высокому их подъему в контакте за очень короткие отрезки времени. Одним
из определяющих факторов здесь оказалось экранирующее влияние
весьма тонких и прочных смазочных пленок [27]. В работе [28] предложена
уточненная формула для расчета температуры на скользящем контурном
или фактическом пятнах контакта [32]:
AT^(2°-5+\)-2°-5-(f-Plv-vsra,)-5-dr){Ar-\-[4a0U(7:-dr-vslfi}}, (17)
где: / — коэффициент трения; PN — номинальная нагрузка; vsi —
скорость скольжения; dr — размер пятна контакта по вектору скорости сколь-
8.1. Два периода развития тепловой задачи трения 309
экения; а, А — коэффициенты температуропроводности и
теплопроводности материалов пары трения; Аг — фактическая площадь контакта.
В работах [28—33] были предложены уточненные формулы для
расчета температуры на скользящем контакте, которые основаны на
гипотезе Фурье, рассматривающей наличие тепловых потоков, проявляющихся
в условиях градиента температур. Такой градиент возникает в
поверхностном слое в результате поглощения тепла трения преимущественно этим
слоем. Внесенные в [28-33| изменения содержат уточняющие параметры,
в той или иной степени получившие экспериментальное подтверждение.
Главное отличие формулы (17), предложенной А. В. Чичинадзе, состоит
в том, что в ней теплофизические параметры а и А — соответственно
коэффициенты температуропродюдности и теплопроводности — являются
не чисто металлическими параметрами, а относятся в том числе и к
системе «смазочная пленка + металл». Пленка смазки, покрывая трущиеся
металлические поверхности, играет существенную роль в экранировании
тепла трения. В различных конкретных условиях этой формулой (17)
учитываются теплофизические параметры металла, смазки и системы
«смазочная пленка + металл», а также эффективная толщина элемента пары
трения, продолжительность контактирования рассматриваемой точки
поверхности при трении и т.д. С учетом экранирующего влияния смазочных
пленок значения расчетной температуры оказываются значительно выше,
приближаясь к подтвержденным экспериментально реальным значениям,
что во многом объясняет имеющие место изменения в контакте под
воздействием высокой температуры.
Введенная выше эффективная толщина элемента пары трения &,Эф
по своей сути является эффективной глубиной передачи теплоты за время
трения tr- Это — расстояние от поверхности трения по нормали к ней,
на котором повышение температуры за время трения составляет менее
5 % от #*, которое определяется как
Ь*зф= 1.73 -y/oi-tr, (18)
где: а,- — температуропроводность материалов сопряженных тел; i —
номер сопряженного тела (как правило, г = 1 или 2).
Снижение механических показателей с повышением температуры
в объеме материала захватывает и глубинные слои. Результаты
исследований, опубликованные в работах Л. Ю. Фридмана (1974), Д. Н. Реше-
това (1974), В. Н.Журавлева и О. И. Николаевой (1981) и др. показали,
Что сопротивление усталости в объеме материала деталей, проявляющееся
в Результате структурных и фазовых превращений, падает с повышением
емпературы. В условиях трения такое снижение сопротивления устало-
ти ограничивается поверхностной областью контакта, однако при этом
газовые и структурные превращения имеют сходные черты.
310
Глава 8. Тепловая задача трения
8.2. Процессы фазовых и структурных превращений
Впервые результаты исследований структурных и фазовых
превращений при чрезвычайно кратковременном высоком нагружении
опубликовал в [34] В. П. Кравз-Тарнавский (1928). Результаты его экспериментов
предвосхитили результаты, фиксируемые в тонких поверхностных слоях
в условиях кратковременного циклическою высоконапряженного
контактирования современными авторами. Подъем температуры детали при
ударном нагружении, носящем высоконапряженный характер, вызывает
в этих слоях специфические структурные и фазовые превращения, с часто
проявляющимся так называемым «белым слоем». В период 1950-1970-х гг.
наблюдался мощный всплеск исследований структурных и фазовых
превращений, имеющих место в условиях трения и износа. Из работ Б. Д. Гро-
зина [25], И.М.Любарского и Л. С. Палатника [26,35], исследовавших,
главным образом, структурные и фазовые превращения в телах зубьев
высоконапряженных зубчатых колес, а также из работ Т. В.Ларина и В. П.
Девяткина, Г. М.Заморуева, А. Д. Курицыной, В. Г.Лютцау, 3. В. Игнатьевой
и других авторов, выполнивших исследования структурных и фазовых
превращений в условиях трения различных деталей машин, было показано,
что в локальных контактных объемах при высоких циклических даже очень
кратких нагружениях возникает резкий подъем, а вслед за ним и резкий
спад температуры, способные вызывать структурные и фазовые
превращения. При этом многими авторами (В.С.Иванова (1960), И.
М.Любарский (1970), И. М. Меламедов (1970) и др.) отмечается, что
продолжительность периода от начала работы до наступления усталостного
разрушения поверхностного слоя зависит от исходной субструктуры, условий
нагружения и температуры. На повестку дня встает вопрос об управлении
процессами фазовых и структурных превращений как одном из важных
элементов управления процессами трения и износа. Стимулом для
поисков в этом направлении является выделение состава вторичных структур,
проявляющегося в процессе эксплуатации узлов трения [36|.
Появление возможности хотя бы частичной искусственной предэкс-
плуатационной организации структуры [37] в поверхностных слоях и
особенно в зонах максимального местного износа 138J может реально увеличить
периоды устойчивой работы узлов трения. Реализация такой возможности
в сочетании с приданием поверхностям сопряжений формы естественного
износа [16,39] и оптимальной шероховатости [40] содержит в себе один
из мощных резервов повышения долговечности подвижных сопряжений.
Разрабатываемая модель должна учитывать распределение тепла не
только по поверхности, но и в глубине тел сопряженных деталей машин.
Уже на этом этапе исследований можно высказать предположение, что
зоны с максимальными значениями температуры будут соответствовать
зонам начального разрушения. Это предположение было подтверждено
8.3. Метод тепловой динамики трения и износа 311
расчетами на базе широких экспериментальных и производственных
исследований [41,42].
О модифицированной модели Блока. Важной проблемой является
определение самых «слабых» зон и зон максимального местного
износа активных поверхностей зубьев цилиндрических эвольвентных зубчатых
передач. Эту задачу стало возможно решить с трибологических позиций,
используя оригинальную тепловую модель, применимую для
цилиндрических эвольвентных зубчатых передач реальных размеров с любыми
параметрами зацепления (так называемую «модифицированную модель
Блока»), чт0 весьма важно для постановки и решения имеющих большое
практическое значение задач [431. Так, среди современных чисто
трибологических задач, ожидающих своед'о оперативного решения, на первый
план среди прочих выдвигается проблема обеспечения экономически
целесообразной долговечности узлов трения и, по возможности, их равной
износостойкости [ 17]. Определение зон местного износа активных
поверхностей сопряженных деталей сше в процессе проектирования ухчов трения
с целью возможного прелэксплуатанионного преимущественного
упрочнения этих зон в наибольшей степени способствует решению указанной
проблемы. Модифицированная моделд> Блока была успешно
использована для определения местонахождения зон минимальной контактной
выносливости активных поверхностей зубьев цилиндрических эвольвентных
зубчатых передач.
К началу (980-х гг. было установлено, что интенсивность контактного
усталостного разрушения зависит от тепловой напряженности в контакте
[44-48]. А. В. Чичинадзе. а вслед за ним и И. В. Крагельский отмечают, что
локализация в тонких поверхностных слоях восприятия контактных на-
гружений создает градиент температур, результатом которого является
изменение механических свойств поверхностных слоев, что способно
вызывать градиент механических свойств [49.50J. При этом фактором, наиболее
сильно влияющим на контактное разрушение является температура.
Прочностные свойства материала зависят от температуры на поверхности
трения в гораздо большей степени, чем от нагрузки и скорости скольжения.
Отметим, что, согласно Крагельскому, усталость поверхностных слоев при
Упругом деформировании и охрупчивание при повторных пластических
Деформациях являются основными причинами износа деталей машин.
8.3. Метод тепловой динамики трения и износа
и учет других параметров
Суммарная температура в трибологическом контакте (максимальная
еМпература трения) рассматривается как сумма следующих составляющих
температур [50-52]: исходной температуры #0 элемента пары трения.
312 Глава 8. Тепловая задача трения
объемной температуры ■§„ элемента, средней температуры #*
номинальной (или контурной) поверхности трения, температурной вспышки #пс„ на
фактическом пятне контакта. Максимальная температура на единичном
фактическом пятне контакта согласно А. В. Чичинадзе определяется как
0™, =0о + 0»+0*+0нсп. (19)
Следует заметить, что средняя температура ■$* на поверхности трения
распределена неравномерно, поэтому температуры, измеренные значения
в различных точках номинальной поверхности трения получаются
различными. Практически мгновенно возникающая в контакте
температурная вспышка характеризуется очень высокими значениями температуры,
которые преобладают над значениями других реально присутствующих
слагаемых температур. Поэтому требование равенства максимальных
значений температур в точках контакта двух сопряженных тел не теряет
своей силы, хотя некоторые слагаемые значения одноименных
температур могут и различаться между собой (например, ■§*). Температурный
градиент создает первичные (при циклическом нагружении) и
вторичные (при циклическом охлаждении) напряжения, которые могут привести
к постепенному разрыхлению материала у поверхности трения и его
усталостному разрушению в результате образования ультра микротрещин [33].
Этим объясняется объединение в работе В. С. Щедрова [14] уравнения
Фурье с тепловыми процессами в поверхностных слоях при трении, как
математической основы для описания тепловых процессов в условиях
подвижного контактирования сопряженных деталей машин. Плотность
теплового потока в его теории зависит от градиента температур в области
существования теплового поля. Для характеристики соотношения
площадей трения обоих элементов пары и учета той части текущей плошади
контакта, на которой генерируется теплота трения, в [ 10] был предложен
«коэффициент взаимного перекрытия» [12]. Генерация тепла трения ведет
к снижению толщины масляного слоя в результате снижения вязкости
смазки [53]. При этом отмечается также возрастание термических
напряжений в трущихся поверхностях, а значение коэффициента удельного
скольжения (на фоне других параметров) выделяется как
характеризующее тепловую напряженность в контакте. В работах И.
М.Любарского [26,35] отмечается, что поведение материала при трении определяется
значениями Т — температуры в контакте, Р — давления, а также
кинематического параметра т — продолжительности времени контакта. Этот
последний параметр определяет продолжительность реализующихся
процессов. Образование питтинга в работах [26,35,44] связывается с понятием
«термического эффекта» (или «термомеханического процесса»), который
представляет собой совокупность факторов, связанных с образованием
циклических термических напряжений пластически деформированного
металла в тонких поверхностных слоях и с градиентом распределения
напряжений по сечению металла. Температура при этом является фактором^
8.3. Метод тепловой динамики трения и износа 313
наиболее сильно влияющим на контактное разрушение и условиях трения
износа [33). В общем случае разрушение возникает на тех локальных
участках, где создаются высокие напряжения и там. где имеет место
неоднородное напряженное состояние поверхностных слоев.
Рассмотрение температуры в качестве основного фактора,
определяющего работу высоконапряженного контакта, стимулировало создание
нового расчетно-экспериментального метода исследования и
прогнозирования работы названного контакта. В основу этого метода были положены
результаты многолетних исследований работы, главным образом,
тормозных устройств. Этот метод был назван методом тепловой динамики трения
и износа (ТДТИ) [51]. Система дифференциальных и алгебраических
уравнений ТДТИ, для которых доказана совместность и единственность
решения, связывает изменения каждого из параметров, участвующих в процессе
трения.
Процессы трения и износа при работе фрикционных, в том числе
авиационных, тормозов описываются системами уравнений ТДТИ [51].
Система уравнений ТДТИ позволяет получить математическое описание
тесно взаимосвязанных процессов теплообразования на микро- и
макроуровнях, трения и изнашивания по времени в процессе торможения в
зависимости от конструкционных параметров фрикционных элементов, их
способности теплопоглошения, фрикционно-износных свойств
применяемых материалов и других показателей. При этом тепло-физические и
механические свойства материалов определяются в лаборатории на опытных
образцах фрикционной пары при физическом моделировании. Система
позволяет оценивать большое число вариантов тормозов с оптимальными
показателями по конструкции, теплофизическим и механическим
показателям материалов, по факторам трения, износа, смазки и температуры.
Указанный выход трибологии на практический расчет авиационных
тормозов в условиях серийного выпуска самолетов говорит о серьезном успехе
положенных в основу ТДТИ теоретических представлений.
Учет тепловой задачи трения для нестационарных режимов трения,
когда нагрузка и скорость являются переменными, имеет свои
особенности. В этих условиях максимальная температура поверхности трения
Является неустановившейся и зависит от продолжительности процесса
Трения. Применительно к тормозным и фрикционным устройствам для
°Ценки и выбора материалов фрикционных пар Л. В. Чичинадзе
разражал метод испытания на теплоимпульсное трение |52|. Особенностью
испытаний на теплоимпульсное трение является то. что удается
подуть реальную зависимость коэффициента трения и интенсивности
изнашивания от максимальной температуры, проявляющейся на единичных
Икрошероховатостях в функции нестационарного процесса трения при
Личных нагрузках, скоростях и полной работы трения за весь период
Роявления этого процесса. При интенсивно!! работе в этом направлении
314
Глава 8. Тепловая задача трения
стало очевидным, что без реального представления о протекающих
тепловых режимах и знания действительных значений температур невозможно
правильно оценивать поведение ухпа трения, выбирать материалы пар
трения и смазочные материалы еше на стадии проектирования конкретных
узлов трения.
8.4. Основные уравнения для определения
распределения температуры по активным
поверхностям зубьев
Заедание и контактное усталостное разрушение относятся к видам
разрушения поверхностей, напрямую зависящим от температуры. Оба
эти вида разрушения проявляются только в условиях граничного трения
(А. В. Осипян (1939)). Различие в проявлении этих двух видов
разрушения определяется различным влиянием скоростей скольжения и качения.
В условиях заедания одной из основных причин разрушения может стать
снижение вязкости и, как следствие, снижение защитной способности
масла от нагрева, связанного с большими скоростями скольжения. В
условиях контактного усталостного разрушения масло, наоборот, не теряет
своей несущей способности. При кратковременных высоких контактных
циклических нагружениях в момент самого нагружения в зонах с малыми
скоростями скольжения масло приобретает высокую вязкость, сравнимую
с твердостью материалов контактирующих тел. Это явление, особенно
в условиях граничного трения, в момент контакта вызывает пластическую
деформацию тонких поверхностных слоев металла, что приводит к
резкому подъему температуры в локальных поверхностных объемах вследствие
внутреннего трения. Приведенные соображения и определили разницу
в подходе к составлению аналитических уравнений для определения
распределения температуры по активным поверхностям зубьев в условиях
заедания и контактного усталостного разрушения поверхностей [41,42].
В этих работах с учетом соображений, сходных с соображениями
X. Блока, и результатов [54] было показано, что комплекс действующих
геометрокинематических параметров v и г и силового параметра Р -~
нагрузки подчиняется соотношению:
Р ■ v ■ т = const, (20)
которое может быть рассмотрено, как потенциал простого слоя с
постоянной плотностью, равномерно распределенный на плоской прямоугольной
поверхности Sn, равной по размерам полю зацепления и являющейся
общей поверхностью нагружения двух контактирующих полупространств.
В этом случае каждая точка поля зацепления соответствует одной и
только одной точке активных поверхностей каждого из сопряженных зубьев
8.5. Теория системы тепловых сетей 315
распределение температуры а контакте в этом случае определится выра-
*еНИСМ: I 1 ffP-vr
T— = x^-x2Tjj-ir-dF- (21)
А',,
где: А|,А2 — коэффициенты теплопроводности материалов сопряженных
зубьев; R — расстояние между точками нагружения и наблюдения на
поверхности натружения двух контактирующих полупространств; dF —
элемент поверхности Sn; x, у — координаты, расположенные па плоской
поверхности полупространства, a z — координата, направленная в тело
полупространства по нормали к плоской поверхности нагружения. При z = О
распределение тепла определяется непосредственно на плоской
прямоугольной поверхности нагружения, а при z ф О распределение
температуры определяется в подповерхностных слоях поверхности нагружения.
Способы решения интегралов типа (21) с использованием лямбда-функпии
для прямоугольной области распределения тепла хорошо известны [2,55].
Таким образом, согласно [41, 42j распределение тепла в
окрестностях зоны контакта теоретически определяется не только на поверхности,
но и в подповерхностных слоях активных поверхностей зубьев
конкретных зубчатых колес реальных размеров.
8.5. Теория системы тепловых сетей
X. Блок помимо своей теории температурной вспышки разработал
также основы теории системы тепловых сетей, объясняющей
распределение средней (объемной) температуры трения в материале сопряженных
тел [7]. Теория системы тепловых сетей предназначена для определения
средних, или объемных, температур. На практике имеют место случаи,
в которых характерная средняя (объемная) температура трения может быть
вычислена для установившегося теплового состояния.
В тех тепловых источниках трения, в которых смазка влияет на
генерацию тепла, температура рассматривается как соответствующая
характерным значениям вязкости, что следует из известного 1!язкостно-темпера-
турного соотношения в смазке. В действительности же каждый тепловой
источник может быть представлен в качестве теплового генератора,
концентрированное тепло которого объединяет не только тепло от нагрузки
и скоростей трения, но также и характерную среднюю (объемную) тем-
ПеРатуру. Поэтому, исходя из тесной взаимосвязи различных тепловых
Сочников, следует отметить, что все они будут подвергаться тепловому
3аимодействию. Большинство узлов системы тепловых сетей формирует-
я Различными типами источников тепла трения: сопряженными зубьями,
°ДШипниками и от перемешивания смазки в масляной ванне. Осталь-
1е Узлы представляют собой факторы снижения тепла, такие, например,
316
Глава 8. Тепловая задача трения
как окружающая среда. Узлы, являющиеся источниками тепла, яешяютси
тесно связанными между собой теплопроводяшими элементами, такими
как массы зубчатых колес, валы, масло и ванне и корпус. Из-за
перемешивания в ванне масло эффективно разбрызгивается и в результате
этого смачивает близко расположенные тепловые источники. Учет этого
явления позволяет упростить схему системы тепловых сетей до
минимального количества узлов. В этом случае всю систему тепловых сетей может
представлять одно эффективное гипотетическое тело, в котором все
фрикционное тепло распределяется внутри рассматриваемой системы. В таком
случае тело покажет одну единственную характерную и одинаковую
температуру. Эта температура должна определяться полной тепловой
мощностью всей передачи, включая тепло, возникающее от перемешивания
масла в присутствии теплоотвода. X. Блок предлагает в [7| для системы
тепловых сетей технологию подхода, сравнимую с двумя законами
Кирхгофа, применяемыми в сложных электрических сетях, и вводит в систему
тепловых сетей понятие «тепловое сопротивление» связанных элементов,
которое определяется как отношение между разницей двух характершлх
средних температур тесно связанных узлов и тепловым потоком,
вызванным рассмотренным элементом системы тепловых сетей.
Таким образом тепловые потери в области контакта могут быть
изолированы гораздо быстрее по сравнению с изоляцией потерь в других
источниках тепла трения. Коэффициенты трения в зубьях могут быть
определены непосредственно и точно, а затем использованы в
вычислениях температурных вспышек в контакте сопряженных зубьев.
Список литературы
1. Коровчинский М. В. Основы теории термического контакта при локальном
трении // Новое в теории трения. М.: Наука; АН СССР. Научный совет
по трению и смазке, 1966. С. 98-145.
2. Коровчинский М. В. Основы теории термическою контакта при локальном
трении // Вопросы трении и проблемы смазки. М.: Наука; АН СССР. Научный
совет по трению и смазке, 1968. С. 5-72.
3. Bowden F. P., Ridler К. F. W. A note on the surface temperature of sliding metals //
Proc. Cambridge Philos. Soc. 1935. 31. Pt 3. P. 431.
4. Bowden F. P. and Tabor D. // Proc. Roy. Soc. A. 1939. 169. 391.
5. Blok H. The Dissipation of Frictional Heat //Applied Scientific Research. Section A-
1955. S. №2-3. P. 151-181.
6. Blok H. Afvoer van Wrijvingswarmte, (Dissipation of Prictional Heat); Voordrachten
Kon. Inst, van Ingenieurs; The Hague, 1950. 2. 84.
7. Blok H. Thermo-Tribology — Fifty Years on // Proc. Inst. Conf. Tribology "
Friction, lubrication and Wear. IMechE (UK). 1987. Vol. 1. P. 1-8.
8. Jaeger J. K. Moving Sources of Heat and the Temperature of Sliding Contact .//
Journal and Procedure Royal Society. New South Walls. 1942. 76. Part III. P. 203-224-
Список литературы
317
9. Генкин М.Л.. Кузьмин И. Ф., Мишарин К). А. Вопросы заедания зубчатых колес.
М.: АН СССР. 1959. 242 с.
10. Чичинадзе А. В. Расширенный семинар по вопросам повышения
износостойкости тормозных и фрикционных узлов машин // Вестник машиностроения.
1952. № 11. С. 85-87.
11. Крагельский И. В.. Чичинадзе А. В. Методика испытания тормозных
материалов на ноной установке трения И-47 // Заводская лаборатория. 1954. №5.
С. 607-610.
12. Крагельский И. В.. Чупилко Г. Г., Чичинадзе А. В. Процессы трения в тормозах
авиаколес. Подбор фрикционных пар. М.: Изд-во АН СССР, 1955. 190 с.
13. Чичинадче А. В., Трояновская Г. И. Температурное поле, коэффициент трения
и износ фрикционных пар. М.: ВИНИТИ АН СССР. 1957. 57 с.
14. Щедрое В. С. Температура на скользящем контакте // Трение и износ в
машинах. М.: АН СССР. 1955. Вып. 10. С. 155-296.
15. Чудаков F..A. Расчет автомобиля. М.: Машгиз. 1947. 147 с.
16. Шульц В. В. Форма естественного износа деталей машин и инструмента. Л.:
Машиностроение, 1990. 208 с.
17. Основы трибологии (трение, износ, смазка). Учебник для технических вузов /
Под общ. редакцией А. В. Чичинадзе. М.: Центр «Машиностроение», 2001.
780 с.
18. International Technical Report ISO/CD 13989-1 // ISO/TC-60 №630. (This
Report is worked out by dr. Polder J. W).
19. Гурскии Б. Э. О модификации модели Блока для сопряжений реальных
размеров // Трение и износ. 1999. Т. 20. № 1. С. 48-53.
20. Гурскии Б. Э. Определение коэффициентов разделения тепловых потоков в
сопряжении зубьев // Вестник машиностроения. 1997. №6. С. 12-16.
21. Кузнецов В. Д. Физика резания и трения металлов и кристаллов. Избранные
труды. М.: Наука. 1977. 310 с.
22. Ахматов А.С. Молекулярная физика граничного трения. М.: Физматгиз, 1963.
472 с.
23. Чичинадзе А. В., Гинзбург А. Г. Тепловая динамика трения в зубчатых
передачах // А. В. Чичинадзе. Р. М. Матвеевский. Э. Д. Браун. Материалы в
триботехнике нестационарных процессов. М.: Наука, 1988. С. 169-173.
24. Гурскии Б. Э. О продолжительности температурной вспышки в сопряжениях
эвольвентных зубьев // Проблемы машиностроения и надежности машин.
М.: Изд-во РАН, 2002. №2. С. 101-105.
25. Грозин Б. Д. Износ металлов. Киев: Гостехиздат УССР. 1951. 252 с.
">• Любарский И. М. Повышение износоустойчивости тяжелонагруженных
тестере}). М.: Машиностроение. 1970. 312 с.
'• Поляков Н. В.. Чичинадзе А. В. Исследование экранирующего действия
масляной пленки, находящейся во фрикционном контакте // Трение и износ.
1983. Т. 4. №4. С. 600-607.
• Чичинадзе А. В., Буяновский И. А., Гурскии Б. Э. Диаграммы переходов и
экранирующее действие смазочной) слоя // Трение и износ. 2002. Т. 23. № 3.
С 334-341.
318
Глава 8. Тепловая задача трения
29. Шок N. Measurements of Temperatures Flashes on Gear Teeth under Extreme
Pressure Conditions // Gen. Disc, on Lubrication. London: Inst. Mech. Eng
Vol.2. 1937. P. 18.
30. Карлслоу Г., Егер Дж. К. Теплопроводность твердых тел. М.: Наука, 1964.
С. 382.
31. Holm R. Temperature in Heating Contact as Applied to Sliding Friction // PMM.
1953. №4. P. 23.
32. Fazekas G. A. G. Temperature Gradient and Heat Stresses in Break Drums. SAE
Trans, 1953. P. 65.
33. Крагельский И. В. Трение и износ. М.: Машиностроение. 1968. 480 с.
34. Кравз-Тарнавский В. П. Специфическая полоска в стали // Журнал Русского
металлургического общества. 1928. №3. С. 162-167.
35. Любарский И. М., Палашник Л. С. Металлофизика трения. М.: Металлургия,
1976. 176 с.
36. Костецкий Б. И. Трение, смазка и износ в машинах. Киев: Техника, 1970.
396 с.
37. Костецкий Б. И. Структурно-энергетическая теория трения, смазки и
износа // Надежность и долговечность машин и сооружений. Киев: Наукова
думка, 1986. Вып. 9. С. 45-49.
38. Гурский Б. Э. Самое «слабое» звено машины: следующий шаг // Конверсия
в машиностроении. М.: Ииформконверсия, 2002. № 2 (51), март-апрель.
С. 58-65.
39. Решетов Д. Н. Работоспособность и надежность деталей машин. М.: Высшая
школа, 1974. 208 с.
40. Блюмен А. В., Курапов И. А., Харач Т. М. Контактная жесткость торцевой
пары трения в процессе приработки // Расчетно-экспериментальные методы
оценки трения и износа. М.: Наука, 1980. С. 75-80.
41. Гурский Б.Э. Определение зон минимальной контактной выносливости
зубьев // Вестник машиностроения. 1990. № 12. С. 31-33.
42. Гурский Б. Э. Прогнозирование зон минимальной долговечности зубьев в
условиях заедания // Проблемы машиностроения и надежности машин. 1997. № 2.
С. 74-80.
43. Гурский Б. Э. О характерных чертах модели Блока, модифицированной для
сопряженных зубчатых колес реальных размеров // Вестник
машиностроения. 2002. №5. С. 32-36.
44. Щапов Н. П. Усталостные контактные повреждения в железнодорожных
рельсах // Контактная прочность машиностроительных материалов. М.: Наука.
1964. С. 141-146.
45. Пинегин С. В. Контактная прочность и сопротивление качению. М.:
Машиностроение, 1969. 244 с.
46. Dawson P. H. Effect of Metallic Contact on the Pitting on Lubricated Rolling
Surfaces // Journal Mechanic Sciences. 1962. March. P. 12-15.
47. Петрусевич А. И. Роль гидродинамической масляной пленки в стойкости
и долговечности поверхностей контакта деталей машин // Вестник
машиностроения. 1963. № 1. С. 20-26.
Список литературы
319
48. Krishnamurthy R., Shankar В. On the Surface Durability of Power Transmission
Gears // Procedure the 5th World Congress on Theory of Machines and
Mechanisms. Montreal. 1979. Vol. I. New York. I979. P. 366-369.
49. Чичинадзе А. В. Расчет и исследование внешнего трения при торможении. М.:
Наука, 1967. 232 с.
50. Тепловая динамика трения: Сб. трудов / Пол рел. А. В. Чичинадзе. М.: Наука,
1970. 172 с.
51. Справочник по триботехнике / Пол рел. М. Хеблы и А. В. Чичинадзе. М.;
Варшава: Машиностроение-ВКЛ. 1989. Т. 1: Теоретические основы. 400 с;
1990. Т. 2: Смазочные материалы. 416 с.
52. Чичинадзе А. В. Тепловые процессы при трении, изнашивании и смазке //
Трение, износ и смазка (трибология и триботехника) / Под обш. ред. А. В.
Чичинадзе. М.: Машиностроение, 2003. 576 с.
53. Розенберг Ю. А. Влияние смазочных масел на долговечность и надежность
деталед"! машин. М.: Машиностроение, 1970. 312 с.
54. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при трении. М.: Машгиз, 1955.
296 с.
55. Лурье А. И. Пространственные задачи теории упругости. М.: ГТТЛ, 1995. 492 с.
Глава 9
Нанотрибология
9.1. Предыстория возникновения нанотрибологии
Развитие нанотехиологий и появление нового класса приборов
микроэлектромеханических и наноэлектромеханических систем (МЕМС и
НЕМС) — привело к необходимости управления трибологическими
процессами в микро- и наномасштабах. Тела, взаимодействуюшие в таких
системах, очень малы, нагрузки на трибосопряжения невелики, так что
трибологические процессы в значительной степени определяются атом-
но-молекулярным взаимодействием контактирующих поверхностей, в
которое вовлекаются очень малые объемы сопряженных тел (несколько
атомных слоев), причем доля деформационных процессов здесь
незначительна. Методы и средства классической трибологии в таких условиях
неприменимы. Потребовалось изучение трибологических процессов при
единичных контактах, изучение трения, изнашивания и смазки твердых
тел на атомном и молекулярном уровне. Кроме того, разработка новых
высокоэффективных материалов потребовала создания путей и средств
к направленному модифицированию и управлению структурой
поверхностных слоев деталей на наноуровне. Решение этих проблем возлагается
на нанотрибологию — трибологию объектов нанометрического масдита-
ба, включая молекулярно гладкие поверхности. Нанотрибология —
относительно молодая отрасль трибологии. Своему появлению она обязана
развитию компьютерной техники, робототехники, микрохирургии,
электромеханических гироскопов и др. Впервые название «нанотрибология»
появилось в публикациях корпорации IBM [l| в 1990 г. С тех пор
количество работ по нанотрибологии стало стремительно расти |2]. На рис. 1
приведена диаграмма роста количества публикаций по нанотрибологии
в реферируемых изданиях по годам.
Такой успех и внимание к исследованиям в нанотрибологии
объясняется интенсивным развитием экспериментальной базы для исследования
нанообьектов. В отличие от классической трибологии в нанотрибологии
рассматривается фрикционное взаимодействие тел малой массы (порядка
мкг) при малых нагрузках (порядка 108-105 Н), обеспечивающее
практическую безызносность (предельные износы не более нескольких атомнЫ"
слоев). Для решения этих задач создан ряд приборов — сканирующий тун-
9.2. Методы и устройства исследования в нанотрибологии 321
400
1 30°
5
ё
Ё1 200
а 100
0
_1_
J_
1988 1992 1996 2000 2004 2008
Годы
Рис. 1. Диаграмма ежегодного роста количества публикаций по нанотрибологии
нельный микроскоп, атомный силовой микроскоп, аппарат для измерения
поверхностных сил и т. л. — техника, которая в сочетании с компьютерным
моделированием, наряду с решением специфических задач
нанотрибологии, позволила сделать серьезный прорыв в наши представления о
процессах трения, смазки и изнашивания твердых тел, дав, в частности, стимул
к теоретическим исследованиям явлений фрикционного взаимодействия
тел на атомном уровне. Такие теоретические разработки позволяют
интерпретировать уже имеющиеся экспериментальные данные и могут явиться
основой для построения обшей теории трения. Развитие нанотрибологии,
начиная с теоретических и экспериментальных работ, проведенных еще
в первой половине XX в. с целью выявления механизмов процессов
трения, изнашивания и смазки, рассмотрено ниже.
9.2. Развитие методов и устройств исследования
в нанотрибологии
Впервые изучение трибологических процессов на микро- и наноуров-
Не было связано с исследованиями свойств граничных слоев,
образующихся на твердой подложке, и построением моделей процесса граничной
смазки на основе этих исследований. Прежде всего, это трибологические
исследования лорда Рэлея (1918), И.Лангмюра (1920), У. Б. Харди (1922),
Б-В-Дерягина(1938), А. С. Ахматова (1940), Г. И. Фукса (1955) идр.,атак-
е исследования механических свойств граничных слоев, проведенные
^еРягиным (1940). Ахматовым (1963), Фуксом (1955) и др. [2], на
основании
которых были построены гипотетические модели граничных слоев
Получены достаточно корректные данные об их трибологических и ме-
Ических свойствах. В эти же годы исследования состава и строения
Спог*..
322
Глава 9. Нанотрибология
граничных слое» проводились рентгеновскими методами У. Брэггом (1925)
и Ж. Трилля (1931) и методами электронной дифракции М. Мюризоном
(1934) и Л.Эндрю (1936)". Полученные результаты позволили
установить, что граничные слои имеют слоистое строение, каждый из этих слоев
состоит из ориентированных молекул активных компонентов смазочной
среды, а также предложить ряд моделей процесса граничной смазки и
строения граничного слоя. Измерения состава и строения граничных слоев
проводилось, однако, на индивидуальных пластинах, на которые
наносилась смазочная среда, поскольку инструментальные методы того времени
не позволили проводить измерения непосредственно в трибологическом
контакте. Поэтому ранние исследования, проведенные рентгеновскими
и электронографическими методами, как впрочем и электрическими
методами (например, исследования проводимости трибологическодо
контакта, проведенные В. Фивегом и Дж. Клуге в 1929 г.) могут рассматриваться
лишь как косвенные методы исследования строения граничных слоев.
Авторы полагали, что «косвенные методы измерения наноскопических
эффектов не могли не вызвать двусмысленных и неоднозначных суждений,
касающихся интерпретации ранних экспериментов». Отметим, однако,
что и в начальтшй период развития нанотрибологии проводились и
прямые исследования свойств драничных слоев — метод «мультипликации»
граничных слоев А.С.Ахматова (1963), «метод плоскопараллельных
дисков» Г. И.Фукса (1960) и т.д., — так что к результатам, полученным этими
методами, едва ли можно отнести приведенное выше уничижительное
замечание. К сожалению, даже испол!>зование современного, несравненно
более совершенного инструментария, не исключает противоречивых
данных и «неоднозначных суждений» (см., например, главу 6).
Первые успехи того направления исследований, которое позднее
назовут нанотрибологией, связаны именно с разработкой весьма
совершенного прибора, который реализовал контакт двух изогнутых молекулярно
гладких пластинок слюды, позволяя с большой точностью определять
площадь контакта и оценивать перемещение контактирующих поверхностей
как в нормальном, так и в танденциалыюм направлениях. Впервые такой
прибор был разработан Тейбором и Уинтертоном (1969), а затем он был
модернизирован Израслашвили и Тейбором для измерения сил Ван-дер-
Ваальса между молекулярно гладкими поверхностями в функции их
разделения (1972).
Значительный интерес представляют исследования Израеладивили
(1973), который, используя прибор для измерения поверхностных сил
(рис. 2), установил [3]. что в контакте молекулярно гладких
поверхностей слюды простые молекулярные органические жидкости образуют
эффективные слоистые структуры толщиной несколько молекулярных слоев
Обзор работ на л у тему содержится и а главе 6 настоящей книги.
9.2. Методы и устройства исследования в нанотрибологии 323
Р
И!..;.... iJ.i4,!. i;|-ii 1!|Ц,н'Ц'.||
щ
«ill'ii!
.lip
Рис.2. Изображение прибора для измерения поверхностных сил [3]
от поверхностей. Главньдм узлом сто прибора являются два стеклянных
цилиндра, рабочие поверхности которых покрыты слюдяными
пластинками (мусковит рубиноио-красный). Такой выбор обусловлен жесткостью
и химической инертностью слюды, а также возможностью получения
при раскалывании слюды молекулярно-гладких поверхностей.
Последнее обстоятельство позволяет достичь высокой чувствительности
измерений и малых погрешностей. Цилиндры имеют радиус 1 см. Расстояние
между ними измеряется оптическим интерферометром. Пластинки
слюды со стороны, обращенной к поверхности цилиндра, имеют серебряные
покрытия с отражательной способностью 95%. Для измерения величины
силы взаимодействия один из цилиндров установлен на консольной
пружине. Перед началом измерений оба цилиндра в среде азота приводятся
8 к°нтакт, а затем совместно с пружиной погружаются в исследуемую
жидкость. Противоположный конец пружины может приводиться в движение
^ртикальные колебания) посредством механического привода либо ке-
мического пьезопрсобразователя.
Несколько позднее в 1982 г. при изучении сдвигового сопротивления
Ростых углеводородов он показал, что при зазоре между поверхностями
слюды
менее трех молекулярных слоев вязкость жидкости скачкообразно
324
Глава 9. Нанотрибология
начинает превышать объемную. Однако, по мере того, как темп сдвига
увеличивается, эта вязкость иноиь резко падает. Сопротивление сдвигу
скачкообразно увеличивается при изменении толщины слоя от трех
молекулярных слоев к двум и от двух слоев к одному.
Изучая структуру граничных слоев жидкостей с крупными
молекулами, Израелашвили с сотрудниками |3-7| обнаружили осцилляции
поверхностных сил. Это им удалось сделать метолом скрещенных цилиндров
для тонких прослоек октаметилпиклотстрасилоксана (do ~ И) А) и шдк-
логексана (do и 6 А) между поверхностями слюды. Осциллирующие силы
проявлялись при толщине прослоек h < 100 А для первой жидкости и при
h ~ 50 А — для второй.
Микроосцилляции плотности проявляются в осциллировании
также и сил взаимодействия поверхностей, сближенных на расстояние, когда
такие граничные слои перекрываются. Периодичность осцилляции
коррелирует со средними диаметрами молекул. Такая закономерность позволяет
считать, что молекулы исследованных н-алканов в граничном слое
расположены параллельно поверхности.
Левченко (1985) по предложению Б. В. Дерягина разработал
сканирующий поляризационный трибометр (СПТ) на основе микротрибомет-
ра [8], который позволял измерять коэффициент трения,
идентифицировать жидкокристаллическую текстуру и степень упорядоченности
граничных слоев смазочных материалов при различных нагрузках. СПТ (рис.3)
состоял из предметного столика микроскопа М, в который был
вмонтирован нагреватель. Над столиком фиксировался поляризационный
микроскоп (ПМ), работающий в отраженном свете. На столике устанавливалась
рабочая пластинка С (is зависимости от исследуемых пар трения металл,
керамика или стекло), которая приводилась в движение в горизонтальном
Рис. 3. Схематическое изображение сканирующего поляризационного трибометра
(слева) и текстуры граничного слоя (справа) легированного масла ТП-46
жидкокристаллической присадкой п-октилоксибензойной кислоты в количестве 0,5% вес
9.2. Методы и устройства исследования в нанотрибологии 325
„правлении при помощи двигателя Уоррена Е. На поверхность С
помечался рабочий ползунок, опирающийся тремя контактными
поверхностями Кь Кг> Кз (сделанными из материма в зависимости от исследуемой
пары трения — сталь, керамика и др.) и представляющий собой диск
радиусом — 20 мм и высотой — 2 мм. На верхнюю часть лиска помешался
груз, составляющий с весом ползунка нормальное давление Р.
Работа СПТ осуществлялась следующим образом: пластинка С при
своем движении увлекала ползунок, который упирался одной из своих
ножек в упругий стержень Т. вследствие чего стержень начинал
изгибаться. Изгибание стержня увеличивалось до того момента, когда его реакция
достигала величины статического трения между ползунком и трущейся
поверхностью, после чего ползунок начинал скользить по поверхности,
а отклонение стержня несколько уменьшалось, так как кинетическое
трение при малых скоростях обычно меньше и никогда не бывает больше
статического трения. Таким образом, максимальное отклонение
стержня дает значение статического трения. Отклонение стержня измерялось
измерительной системой А и отсчетным микроскопом М, снабженным
окулярной шкалой. Синхронно с измерением коэффициента
статического трения проводилась идентификация текстуры граничного смазочного
слоя с использованием встроенного в измерительную систему
поляризационного микроскопа ИМ.
Преимущество СПТ перед трибометрами других измерительных
систем заключалось в компактности и простоте конструкции, а также в его
способности определять структуру и идентифицировать текстуру
граничных смазочных слоев.
Жорж (1993), используя установку "force balance" (рис.4, surface —
force apparatus), но применительно к контакту сфера — плоскость (обе
детали изготавливают из кобальтсодержашего стекла), установил, что
простые углеводородные среды формируют на поверхностях образцов
«иммобильные слои» толщиной порядка 1 нм, имеющие аномальную вязкость.
При исследовании толщин и напряжений сдвига граничных слоев,
образуемых в результате адсорбции стеариновой кислоты из нормального
Декана, на кобальтовом шаре и плоском образце в нагруженном
контакте жесткие иммобильные слои в статическом состоянии имели толщину
4>° нм (2,4 нм на каждой поверхности). При скольжении толщина этих
Слоев незначительно возрастала, но сила трения при этом заметно
снижалась (при увеличении скорости скольжения с 0,1 до 5 нм/с сила трения
снизилась с 18 до 7 мкН [9]. Это было приписано устранению пере-
РЫтия силовых полей, имеющему место в статике, и наличию слабого
аимодействия концевых метильных групп молекул стеариновой кисло-
> адсорбированных на поверхностях трения.
Спустя несколько лет Луенго (1997) создает принципиально новую
ановку по отношению к установке Жоржа для исследования сил вза-
326
Глава 9. Нанотрибология
""""• движение игл '/■'//,■/'"'■'''■ ■'■'■■/■''■■ ■■■'■■
N/////////,. , . , . . . . ■ /.■■////. '?/.■-.'.•/.■ ' s .'.'//У' .■ ■ ■ / .■■
/.'////////////'.■.'.■■■//'.■' ■.-.■.'■■ -.■;.'•■■ .■.-.'/
^/ У/////////////^///'^ ' ' ■ ' .' ' ' ' • * • ' ■ ^ ■• - > ' • / ' /
Рис. 4. Схематическое изображение "force balance" установки [9]
имодействия и измерения коэффициента трения между двумя
поверхностями. В разработанной Луенго установке, также как и в установке
Жоржа, использовался контакт сфера — плоскость. Применительно к
новой установки, обе детали узла трения были изготовлены из слюды. Вновь
созданная установка позволила в динамике одновременно изучать на на-
ноуровне силу взаимодействия тонких смазочных слоев с поверхностью
и коэффициент трения.
9.3. Развитие зондовой микроскопии
и нанотрибология
Первостепенное значение для понимания свойств любого объекта
имеет знание его атомной структуры, поэтому определение
поверхностных структур — один из наиболее важных разделов нанотрибологии.
Последние 30 лет микроструктура поверхностей твердых тел интенсивно
изучалась методами дифракции и рассеяния электронных и ионных пучкоп.
а также электронной спектроскопии. Однако большинство этих методо»
первоначально разрабатывалось для исследования объемной структуры
твердых тел, поэтому они не всегда годятся для получения информации
о структуре поверхности, тем более на атомном уровне. Долгое врем"
основным методом исследования структуры поверхностей служил метод
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 327
ифракиии медленных электронов (ДМЭ), с применением которого
связи существенный прогресс в развитии науки о поверхности. Достаточно
упомянуть, что с иомошью ДМЭ была открыта атомная реконструкция
поверхностей — существование особого их структурного состояния,
отличного от объемного, и обнаружено большое количество специфических
фазовых переходов на поверхностях, как чистых, так и покрытых
адсорбированными пленками. В методе ДМЭ тонкий коллимированный
моноэнергетический пучок электронов низкой (до десятков электронвольт)
энергии направляется на поверхность исследуемого кристалла. Так как
энергия падающих электронов сравнительно невелика, то они проникают
на глубину всего одного-двух атомных слоев, поэтому анализ
углового распределения дифракционных рефлексов, образованных рассеянным
пучком, дает сведения о расположении атомов в поверхностном слое.
Такая информация, однако, методически связана со структурой
обратной (а не прямой) решетки и оказывается усредненной по относительно
большой площади поверхности кристалла. Справедливости ради
следует отметить, что в настоящее время существуют приборы, позволяющие
отображать отдельные атомы: полевой ионный микроскоп и
просвечивающий электронный микроскоп высокого разрешения, однако оба они
имеют существенные ограничения по применимости, связанные со
специфическими требованиями к форме образцов. В первом случае образцы
должны иметь форму острых игл из проводящего материала с радиусом
закругления не более 1000 А, а во втором — тонких полосок
толщиной менее 1000 А. Первые изображения атомов были получены с
помощью полевого ионного микроскопа, изобретенного Э. Мюллером в 1951 г.
В этом приборе игольчатый образец, обычно изготавливаемый из
тугоплавкого металла типа вольфрама, располагается в вакуумной камере
напротив флуоресцирующего экрана. Камера заполняется инертным газом
(гелием или аргоном) до давления 104-105 торр, и после приложения
к острию высокого положительного напряжения вблизи наиболее
выступающих участков поверхности происходит полевая ионизация атомов газа
за счет туннелирования их электронов в образец. Образовавшиеся
ионы ускоряются этим же полем и бомбардируют флуоресцирующий экран,
^ображая с большим увеличением выступающие участки. За разработку
Метода туннельной спектроскопии Л. Эсаки, А. Джайверу и П. Д. Джозеф-
с°ну была присуждена Нобелевская премия по физике 1973 г. В ноябре
''8 г. будущие Нобелевские лауреаты Бинниг и Рохрер вернулись к идее
Пользования вакуумного туннелирования для локальной спектроскопии
°нких оксидных слоев на металлах. Для перемещения острия на малые
Сстояния и поддержания ширины вакуумного зазора с субангстремной
ностью были использованы пьезоэлектрические материалы и система
06Ратной связи.
328
Глава 9. Нанотрибология
Создание и 1981 г. Г. Биннигом, X. Рохрером и их коллегами и IBV|
научно-исследовательской лаборатории (Forsdamg-slabor) сканирующего
туннельного микроскопа (СТМ),
который не накладывает ограничений
на размеры образцов, реально
открыло лвери в новый
микроскопический мир 110].
Сканирующий туннельный
микроскоп (рис.5) был первым
инструментом, который непосредственно
способствовал получению
трехмерных изображений твердых
поверхностей с атомным разрешением.
В 1986 г. Г. Бинниг и Н. Рохрер
получили Нобелевскую премию по
физике за открытие СТМ. Основная
область применения СТМ — физика
поверхности твердых тел [11]. Уже
первые эксперименты по
исследованию поверхности золота Au(lOO),
относительно которой из данных
ДМЭ было известно, что она
испытывает реконструкцию 1 х 2,
позволили наблюдать различные
сверхструктуры и ступеньки
моноатомной высоты (рис. 6), что,
бесспорно, свидетельствовало о разрешении
прибора порядка нескольких
ангстрем (сами исследователи
ожидали получить геометрическое
разрешение по плоскости наблюдения не
более 45 А).
Туннельный ток, возникающий при приложении напряжения Vz,
поддерживается постоянным за счет цепи обратной связи, которая упрадшдет
положением острия с помощью пьезоэлемента pz. Запись осциллограммы
напряжения V2 в пени обратной связи при одновременном воздействии
пилообразного напряжения развертки вдоль осей х и у образует
туннельное изображение, являющееся своего рола репликой поверхности образца.
Высокое пространственное разрешение СТМ определяется
экспоненциальной зависимостью туннельного тока от расстояния до поверхности-
Разрешение в направлении по нормали к поверхности достигает доле''
ангстрема. Латеральное же разрешение зависит от качества зонда и опре"
деляется, в основном, не макроскопическим радиусом кривизны кончика
Рис.5, а) принцип действия СТМ: pIt,
руу, р:. — пьезоэлементы; 5. —
туннельный вакуумный промежуток между
острием-зондом и образцом; /, —
туннельный ток; б) схема,
иллюстрирующая работу СТМ [10]
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 329
рис 6. CTM-изображение
поверхности золота Аи( 110): а)
изображение, полученное в режиме линейной
шкалы, на котором отчетливо
видны ряды атомов и в то же время
наблюдается определенное разупо-
рядочение _ узкие полосы с рекон-
струкцией 1 х 2 перемешаны с
полосами 1 х 3 и 1 х 4, а также с
линиями ступеней (заметим, что
исторически это самое первое СТМ-изоб-
ражение с атомным разрешением,
полученное Биннигом и Рохрером
в марте 1982 г.); б) структурная
модель поверхности золота Аи(110);
в) впоследствии атомная структура
поверхности Аи(110) сравнительно
легко наблюдалась в режиме
«серой» шкалы
острия, а его атомарной структурой. При правильной подготовке зонда
на его кончике с большой вероятностью находится либо одиночный
выступающий атом, либо небольшой кластер атомов, который локализует его
на размерах, много меньших, чем характерный радиус кривизны острия.
Действительно, туннельный ток протекает между поверхностными
атомами образца и атомами зонда. Атом, выступающий над поверхностью зонда,
находится ближе к поверхности на расстояние, равное величине
периода кристаллической решетки. Поскольку зависимость туннельного тока
°т расстояния экспоненциальная, то ток в этом случае течет, в основном,
Между поверхностью образца и выступающим атомом на кончике зонда.
помощью таких зондов удается получать пространственное разрешение
вплоть до атомарного, что продемонстрировано многими исследователь-
Ими группами на образцах из различных материалов. Стало ясно, что
Руках ученых появился уникальный инструмент, позволяющий наблю-
Ть на поверхности отдельные атомы.
Но чтобы убедить широкие круги научной общественности в том,
получаемые данные являются реальными экспериментальными ре-
ьтатами, а не данными компьютерного моделирования, понадобилось
Вести исследование поверхности кремния.
330
Глава 9. Нанотрибология
Ближнепольная оптическая микроскопия. Традиционные методы
получения оптических изображений объектов имеют существенные
ограничения, связанные с дифракцией света. Одним из основополагающих
законов оптики является существование так называемого
дифракционного предела, который устанавливает минимальный размер (R) объекта,
изображение которого может быть построено оптической системой при
использовании света с длиной волны А:
„ А
2п
где п — показатель преломления среды. Для оптического диапазона длин
волн предельный размер составляет величину порядка 200-300 нм.
Так в 1982 г. Поль (лаборатория IBM, г. Цюрих, Швейцария), вскоре
после изобретения Биннигом и Рохрером СТМ, создает сканирующий
ближнепольный оптический микроскоп [12]. В основе работы данного
прибора используется явление прохождения света через субволповые
диафрагмы (отверстия с диаметром много меньше длины волны падающего
излучения). В ближнепольной оптической микроскопии используются
другие принципы построения изображения объекта, которые позволяют
преодолеть трудности, связанные с дифракцией света, и реализовать
пространственное разрешение на уровне 10 нм и лучше. На практике
используются несколько конструктивных схем ближнепольного
оптического микроскопа [13]. Основные конфигурации БОМ показаны схематично
на рис. 1 a-г. Наиболее часто реализуется схема, в которой оптическое
излучение лазера локализуется в пространстве с помощью волоконного
зонда. Такая схема позволяет получить максимальную мощность
излучения в области субволнового отверстия и проводить исследование образцов
как на отражение (рис. 7 я), так и на просвет (рис. 7 б). Для
увеличения чувствительности излучение, отраженное от образца или прошедшее
сквозь образец, собирается на фотоприемнике с помощью
фокусирующего зеркала или линзы. Кроме того, данная конфигурация БОМ широко
используется в экспериментах по ближнепольной оптической
литографии. В экспериментах, когда требуются высокие уровни оптической
накачки (как, например, при исследовании локальных нелинейных свойств
образцов), реализуется схема, в которой мощное лазерное излучение
направляется на исследуемую структуру, а прием осуществляется с помошью
ближнепольного зонда (рис. 7 в, г).
Появление атомно-силовой микроскопии (АСМ) открыло новые
возможности для изучения и визуализации их поверхности. После
пионерских работ Биннига и др. [10, 11], а также Мэйта и др. [14] техника АСМ
в изучении наноструктурного трения завоевала ведущие позиции. Силы,
действующие между острым зондом, приведенным в близкий контакт с
образцом, и поверхностью последнего приводят к измеримой деформации
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 331
Фотодетектор
Лазер
ОЕгоетпсса
Фотолете ктор
Фотодетектор
Лазер
Фотодетектор
Лазер
Рис.7. Возможные конфигурации ближнепольного оптического микроскопа
Фотодиод
Линза
Сила
Кантилевер
П.У,2,|''
Пьезоманипулятор
Ис-8. а) Схема АСМ с оптической регистрацией отклонений консоли. Образец
перемещается пьезодвигателем, имеющим три степени свободы (X, У, Z); б) Откло-
соответствующие топографии поверхности, используются для формирования
изображения
ненИя.
332
Глава 9. Нанотрибология
консоли (кантилепера), на которой закреплен зонд. Рисунок 8 я
иллюстрирует широко распространенный вариант работы АСМ на основе метода
оптической регистрации положения зонда.
Как видно из рис. 8 б, силовая кривая подвода-отвода зонда от
поверхности показывает зависимость вертикального отклонения консоли
от расстояния между кантилевером и образцом: на участке А силы
взаимодействия отсутствуют, поскольку зонд находится далеко от поверхности;
В — устойчивый притягивающий режим под действием сил Ван-дер-Ва-
альса; С — градиент силы притяжения превышает упругую жесткость
кантилевера, поэтому зонд теряет устойчивость и внезапно «прилипает»
к поверхности; D — дальнейшее уменьшения расстояния между зондом
и образцом, при котором контакт становится отталкивающим; Е —
движение обращается для того, чтобы избежать разрушения зонда. Адгезия
между зондом и поверхностью удерживает контакт в области
растягивающих нагрузок; F — растягивающая сила превышает критическую силу
отрыва, и зонд «отлипает» от поверхности.
Другие методы описаны, например, в [15, 16]. Кантилевер
изгибается в вертикальном направлении против нормали к поверхности образца
вследствие притягивающего или отталкивающего взаимодействия, а
величина его деформации пропорциональна величине уравновешивающей
упругой силы. Латеральные (боковые) силы приводят к деформации
кручения относительно равновесного положения. При равновесии силы,
вызывающие изгиб и кручение, компенсируются силами упругости
кантилевера, которые моделируются эквивалентными пружинами с «нормальной»
и «латеральной» жесткостью. Зависимость латеральных сил от нормальной
нагрузки приведена на рис. 9.
О 5 10 15 20 25
Р
Рис. 9. Зависимость латеральных сил от нормальной нагрузки [15]
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 333
Следует заметить, что латеральные силы могут быть связаны не
только с трением, но также с локальным наклоном поверхности |17|. Кроме
того, всегда имеется определенная связь между нормальной и латеральной
силами, особенно в том случае, когда последняя параллельна оси,
совпадающей с направлением длинной стороны кантилевера. Еще одна причина
может быть обусловлена тем, что зонд закрепляется под небольшим углом.
Мартин и Викрамасинг (1987) изобрели магнитно-силовой
микроскоп (МСМ) |1Х| для исследования локальных магнитных свойств
образцов (рис- Ю)- Данный прибор представляет собой атомно-силовой
микроскоп, у которого зонд покрыт слоем ферромагнитного материала с
удельной намагниченностью М(г).
В общем случае описание взаимодействия зонда МСМ с полем
образца Н(г) представляет собой достаточно сложную задачу. В качестве
простейшей модели рассмотрим МСМ-зонд в виде одиночного
магнитного диполя, характеризующегося магнитным моментом т. Потенциальная
энергия такой системы равна:
W = -(тН).
Для получения МСМ-изображений образцов применяются
квазистатические и колебательные методики.
Квазистатические методики МСМ. МСМ-изображение поверхности
образцов, имеющих слаборазвитый рельеф поверхности, получают
следующим образом. Во время сканирования зондовый датчик перемещается
над образном на некотором расстоянии А — const. При этом величина
изгиба кантилевера, регистрируемая оптической системой, записывается
в виде МСМ-изображения F(x,y), представляющего собой
распределение силы магнитного взаимодействия зонда с образцом (рис. 10). Для
МСМ-исследований магнитных образцов с сильно развитым рельефом
поверхности применяется двухпроходмая методика. В каждой строке
сканирования производится следующая процедура. На первом проходе
снимается АСМ-изображение рельефа в контактном или «полуконтактном»
Режиме. Затем зондовый датчик отводится от поверхности на расстоя-
Ние 20, и осуществляется повторное сканирование (рис. 10 6). Расстояние
^о выбирается таким образом, чтобы сила Ван-дер-Ваальса была меньше
силы магнитного взаимодействия. На втором проходе датчик
перемещайся над поверхностью по траектории, повторяющей рельеф образца. По-
к°льку в этом случае локальное расстояние между зондовым датчиком
поверхностью в каждой точке постоянно, изменения изгиба кантиле-
Ра в процессе сканирования связаны с неоднородностью магнитных
J*"> Действующих на зонд со стороны образца. Таким образом, итоговый
^-М-кадр представляет собой двумерную функцию F(x, у),
характеризуемо распределение силы магнитного взаимодействия зонда с образцом.
334
Глава 9. Нанотрибология
Траектория зонда Траектория
на первом проходе зондового датчика
Рис. 10. Зонд МСМ в магнитном поле образца (а) и двухпроходная методика
получения МСМ-изображений (б)
Колебательные методики МСМ. Применение колебательных
методик в магнитно-силовой микроскопии позволяет реализовать большую
(по сравнению с квазистатическими методиками) чувствительность и
получать более качественные МСМ-изображения образцов. Наличие
градиента силы приводит к изменению резонансной частоты, а, следовательно,
и сдвигов амплитудно-частотной и фазо-частотной характеристик
системы зонд — образец. Данные изменения резонансных свойств системы
используются для получения информации о неоднородном распределении
намагниченности на поверхности образцов. В качестве примера на рис. 11
представлены сравнительные МСМ- и АСМ-исследования поверхности
магнитного диска.
Бхушан (1991-I998) использовал атомный и фрикционный силовые
микроскопы для проведения технологических трибологических тестов
магнитных лент и различных защитных покрытий. В 1997 г. он с соавторами
получил интересные результаты при изучении легированной и нелегирО"
ванной поверхностей кремния (см. рис. 12) (19,20].
9.3. Развитие зондовой микроскопии и нанотрибология 335
пМ
165
160
155
150
145
пМ
Рис. 11. Сравнительные МСМ- и АСМ-исследования поверхности магнитного диска:
а) АСМ-изображение рельефа поверхности; б) МСМ-изображение фазового
контраста; в) МСМ-изображение амплитудного контраста; г) МСМ-изображение
распределения силы взаимодействия зонда с поверхностью
Si(IUO)
20 /i Л"
2.50
0/iM
5.00
5.00
и -Si(l00)
Ис-12. АСМ-изображение легированной (справа) и нелегированной (слева)
поверхности кремния
336
Глава 9. Нанотрибология
А немного позже он получил не менее интересные результаты по
исследованию граничной смазки на наноуронне с использованием таких
тонких инструментов, как АСМ [211.
Результаты исследований на АСМ и ФСМ на наноуровне в основном
подтвердили многие зависимости, установленные ранее при
исследованиях на макро- и микроуровне (с учетом того, что трение меньше, чем
на макроуровне (вследствие практического отсутствия деформационной
составляющей).
АСМ, ФСМ и их модификации использовании для изучения адгезии
Блекман, Барнхам (1990) [22, 23]: Дакер, Гох (1992) [24. 25]; Салмероп
(1992) [26]; Фрисби и др. (1994) [27]. Тонкие смазочные слои изучали
Цукрук и др. (1996, 1997) [28,29]. Для измерения топографии граничных
смазочных слоев и поверхностных температур АСМ использовали Мажум-
дар(1993) [30]; Стопка и др. (1995) [31]. Гоулд(1990) 132], Смит (1991) [33].
Пратер (1990) [34], Левченко и другие (1998) [35] использовали АСМ для
отображения поверхности кристаллов, полимеров и материалов
биологического происхождения.
Топография
Латеральные силы
5001) им
92,91 им
Ним 25( ч 51)00 им
0 им 2500 мм 5001) нч
a ZDDP. // = 0.100
Пом 2501) ом 501)0 ом о им 2MI0 им 5000 им
6 MoDTC, ц = 0.070
Рис. 13. ЛСМ-топография и изображения латеральных сил:
a) ZDDP образца и б) MoDTC образца
9.4. Использование молекулярной динамики 337
Спайке (2000) для того, чтобы исследовать топографию и
фрикционные сиойстна модификатором трения, сформированных диалкил-дитифос-
фатом иипка (ZDDP) и диалкид-дитикарбоматом молибдена (MoDTC)
„наномасштабе и олнонременио измерить топографию поверхности и
действие латеральных сил, использовал для этих целей латеральный силовой
микроскоп (ЛСМ). который был изготовлен на основе атомно-силового
микроскопа [36].
Изображение латеральных сил (рис. 13) было получено с
использованием нескольких ЛСМ сигналов в прямых и обратных направлениях
исследования.
Смит |37| использовал AFM/LFM, чтобы изучить профили
изношенных микроповерхностей, а также чтобы исследовать топографию и
фрикционные свойства противоизносных покрытий, сформированных диал-
кил-дитифосфатом пинка (ZDDP).
Грэм и другие [38] использовали АРМ для изучения морфологии иро-
тивоизносных покрытий, сформированных диалкил- и диалкилзамешен-
ными группами цинка.
9.4. Развитие нанотрибологии
с использованием молекулярной динамики
Следует отметить, что представления о теоретических разработках
в нанотрибологии можно выделить в работах Томлинсона (1929), Б. В. Де-
рягина (1934), Боудена и Тейбора (1954), в которых особо учитывались
молекулярные взаимодействия. К сожалению, идеи молекулярных
взаимодействий входят в некоторые из указанных теорий в весьма общем
виде, без учета точных законов атомных взаимодействий. Такова,
например, была теория Томлинсона, которая содержала начальные, самые
общие рассуждения о молекулярных взаимодействиях поверхностей. Однако
Рис.14. Модель Томлинсона
338
Глава 9. Нанотрибология
впервые вопрос о роли атомной структуры при относительном
движении контактирующих поверхностей (рис. 14) был поставлен Томлинсо-
ном. С тех пор многие авторы пытались объяснить эффект «прилипания-
скольжения», используя классические представления Томлинсона и метод
молекулярной динамики (39].
В современных моделях, развивающих эти идеи, зонд рассматривается
как точечная частица с сосредоточенной массой, не имеющая внутренних
степеней свободы [40], или с учетом мультиатомной структуры [41.421.
Из экспериментов и модельных расчетов следует, что для наблюдения
нестабильности, связанной с эффектом «прилипания-скольжения»,
необходимо сочетание «мягкого» кантилевера с «жесткой» поверхностью при
условии сильного взаимодействия с последней, причем больше энергии
диссипирует в случае более мягких контактов. В моделях, однако, не
учитываются возможные механизмы диссипации энергии, в которых сила
трения пропорциональна скорости.
Абрахам (1976), Гримсон (1980) и др., исследуя структуру различных
граничных слоев полярных и неполярных углеводородов, показали, что
полимолекулярные слои с особой структурой образуют также и
неполярные, простые жидкости, в том числе со сферически симметричными
молекулами [2]. Однако толщина таких граничных слоев не превышает
нескольких молекулярных слоев и отличия структуры, как показывают
расчеты методами Монте-Карло и молекулярной динамики, проявляются
в резких осцилляциях плотности. Этот эффект проявляется лишь на
микроскопическом уровне и связан с конечным размером молекул. Значения
плотности осциллируют с периодом, близким к диаметру молекул do,
моделируемых твердыми сферами, и с амплитудой, затухающей по мере
удаления от твердой стенки. Для двухатомных (не сферических) молекул
осцилляции выражены слабее, что связано с большим разнообразием
вариантов расположения молекул в граничных с поверхностью слоях.
С развитием компьютерных вычислительных машин в теоретическом
развитии нанотрибология претерпела качественный скачок. Так, Ландман
и др. (1989, 1991), выполняя компьютерное моделирование [43] и
используя в качестве взаимодействующих поверхностей материал из кремния
(102 атома), показали, что результат взаимодействующих поверхностей
трения зависит от геометрии образцов, степени их совершенствования
и температуры (рис. 15). Также Ландман и др. не нашли в этих
экспериментах упругих деформаций дальнед'о действия, которые могут иметь
место при использовании других поверхностей в качестве
экспериментальных образцов (в частности, поверхности графита [44]).
Булдум и др. (1998) в типичных модельных экспериментах [45-50]-
дающих представление об атомарной структуре наноконтактов,
рассматривали нормальное к поверхности движение зонда (приближение и
удаление) и латеральное скольжение при постоянном уровне нормальной силы
9.4. Использование молекулярной динамики 339
Рис.15. Атомные конфигурации а, б, в, г, д, е, полученные методом молекулярной
динамики и соответствующие процессу скольжениния кремниевого зонда по
поверхности кремния [43]
(или высоты). Верхние слои атомон зонда прел полагаются жесткими и
перемешаются в нормальном или латеральном направлении с
фиксированным шагом порядка 0.005 нм. Образец моделируется набором конечного
числа параллельных атомных плоскостей (обычно Ю-20), ограниченных
в латеральной плоскости жесткими стенками, нижние плоскости тоже
считаются жесткими. В случае «острых» зондов обшее число их атомов
составляет 10-100. а в случае «тупых» — около 1000.
Число атомон поверхности от 100 до 10 000. Рассматриваются также
одномерные модели. После каждого шага нагружения контакта по норма-
Ли или после латерального скольжения проводится динамическая релак-
СаЦия координат и скоростей атомов образна и зонд;' в течение некоторого
Ременного интервала, по истечении которого систем, может считаться
Рэвновесной. а ее температура приводится к фиксированному значению.
Покропивный и соавторы (1996). выполняя моделирование,
определили
силы внутреннего и внешнего трения таким образом, что первая
Них связана с приращением полной jnepinn модельной трибосистемы,
Несенной к длине элементарного микроскольжении (на
последовательных
шагах моделирования), а вторая рассматривается как приращение
340
Глава 9. Нанотрибология
остаточной (после проведения динамической релаксации) латеральной
силы, действующей на зонд после очередного шага [46.47]. Такое
определение сил трения, как представляется автору, не вполне адекватно учитывает
их диссииативный характер, поскольку соответствующие вклады содержат
значительную долю консервативных сил. Без учета кинетической энергии
атомов (при данном определении) мы должны получать близкие к нулю
силы трения, если микроскольжение происходит (как это наблюдается
в экспериментах с АСМ) на период решетки поверхностной структуры,
Это вытекает из идентичности атомных конфигураций, если не учитывать
необратимых эффектов атомного перемешивания. Фактически авторы [46]
считают, что кинетическая энергия зонда реализуется в зоне контакта,
включающей ограниченное число атомов зонда и поверхности. В этом
случае имеет место непрерывный локальный нагрев системы, в то время
как в действительности тепловая энергия должна уходить в объемы
контактирующих тел. Авторы [45], со своей стороны, не учитывали потерь,
связанных с нагревом трибоконтакта. а интегрирование латеральной силы
по периоду скольжения может приводить к нескомпенсированному вкладу
консервативных сил, не имеющих отношения к диссипативному трению.
Что касается простых моделей, то они дают удобный метод для
моделирования изображений поверхности, наблюдаемых в АСМ, но также
не позволяют получить детальное количественное описание сил трения.
При изучении динамических свойств тонких смазочных слоев путем
постановки экспериментов и компьютерного моделирования было
установлено, что в трибологическом процессе в среде поверхностно-активных
веществ на поверхностях трения могут образовываться различные типы
упорядоченных состояний в зависимости от температуры, нагрузки и
скорости скольжения.
Левченко и Матвеенко (1998) использовали новый подход к
моделированию взаимодействия граничный смазочный слой — поверхность [51].
В качестве последнего использовались обычные поверхности — ориен-
танты для получения как планарной, так и гомеотропной ориентации
(рис. 16). Модель, предшествующая непосредственно проведению
эксперимента Монте-Карло и молекулярной динамики, представляла собой
трехмерную структуру с различными приближениями для разных ориен-
тантов: в случае лецитина использовалась простая модель
жидкокристаллического (ЖК) состояния [52J с постоянным числом молекул на единицу
плошали; в случае таких поверхностей, как поликристаллический углерод-
стекло или кварц — модель кристаллической решетки с плотностью
зарядов, рассчитанной для части атомов, находящихся на данной плошади-
Расчет частичных атомных зарядов для исследуемых поверхностей
проводился с использованием значений их удельной поверхностной энергии
или метода ab initio для ограниченного числа атомов. Использовались
данные кристаллических структур из Cambridge Crystallographic Data Bank.
9.4. Использование молекулярной динамики 341
Рис. 16. Изображение межмолекулярного взаимодействия ЭЖК-слоя модельной
смазки с поверхностью поликристаллического углерода, полученного методом
Монте-Карло с использованием Ланжевин и молекулярной динамики
Начальные усложни (расстояния между молекулами и скорости,
частичные атомные заряды) молекул эиитронного жидкого кристалла
модельной смазки были получены следующим образом: ЭЖК-молекулы
смазочного вещества ориентировались случайным образом над заданной
площадью поверхности субстрата, затем их заряды «укладывались» в
потенциал поверхности, полученным расчетом ab initio (т.е. рассчитывались
расстояния между распределенными молекулами ЭЖК и подзерхностью
исходя из ее потенциала). Траектории Монте-Карло и молекулярной динамики
были рассчитаны для изобарно- и изохорпотермических ансамблей (NPT
и NVT соответственно), в диапазоне температур от 300 до 330 К с шагом
в 5 К. Для достижения равномерной конфигурации получали
дополнительные траектории динамики Монте-Карло выбранных частиц,
составляющих равновесным объем с основанием, равным выбранной плошали
поверхности. В модели NPT величина ДЛ..,;,Х принималась не большей
0,5 от изменения координат молекул ЭЖК-слоя смазки дзнутри данного
объема, а также величины максимальных смешений Ах и Ау
нормировались так. чтобы не превысить отношения 0.5.
Авторами было показано, что распределение углов между молекулами
-эЖК и нормалью к поверхности сильно зависит от числа молекул ЭЖК
в выбранном объеме (т.е. плотности) для данного равновесного объема
и слабо зависит от температуры. Ориентапионный порядок также
увеличивается с плотностью.
В 2005 г. Ландман (53] применил крупномасштабное классическое мо-
ЛекУлярное компьютерное моделирование при использовании большого
Личества взаимодействующих частиц через решение соответствующих
™внений движения, чгобы исследовать различные материалы, а также
Зические и химические промессы в пространственных и временных
Масщтабах. Моделирова
мне. выполненное автором включало:
342
Глава 9. Нанотрибология
1) квантовый подход к принципу молекулярного моделирования с
использованием атомных, электронных, механических и транспортных
свойств металла и полупроводника нановолокон:
2) канонический ансамбль классического молекулярного моделирования
с использованием ограниченных молекулярных жидких систем,
включающих до миллиона атомов и взаимодействующих посредством
межатомных потенциалов, часто используемых в нанотрибологических
исследованиях и при изучении реологии граничного смазочного слоя.
На рис. 17 представлена атомная конфигурация нановолокна натрия,
полученного с использованием молекулярной динамики. Атомы
представлены как сферы. Две изоповерхности изображены как функция волны
вблизи уровня Ферми, который вносит
вклад в электронную проводимость
нановолокна.
В процессе относительного
перемещения трушихся тел могут
реализоваться динамические фазовые переходы
между этими состояниями. Так, в
зависимости от скорости скольжения,
температуры и силы трения, граничный слой
в процессе трения попеременно
становится то твердообразным, то жидкооб-
разным, а также имеет место
образование различных типов структур граничных
слоев, которые образовываются в трибо-
логическом узле в зависимости от
смазочных материалов и условий трибологи-
ческого процесса.
По всей вероятности, именно в этом
направлении (т.е. при исследовании
граничных слоев непосредственно в трибо-
логическом контакте) следует ожидать
ответа на волнующий трибологов уже много
лет вопрос — каково реальное строение
граничных слоев и насколько правильно об этом строении судили ранее
поданным многочисленных исследований вне трибологического контакта.
Если подвести итог, то можно констатировать, что численные
эксперименты по компьютерному моделированию с использованием
молекулярной динамики позволяют создать реалистическую физическую картину
эволюции атомной структуры в зоне контакта зонд — поверхность пр11
нагрузке, разгрузке и латеральном переметении зонда, однако проблем11
практического расчета и прогнозирования сил трения для условий
экспериментов с АСМ остается открытой.
Рис. 17. Атомная конфигурация
нановолокна натрия, полученного
с использованием молекулярной
динамики. Атомы представлены,
как сферы. Две изо-поверхности
изображены, как функция волны
вблизи уровня Ферми, который
вносит вклад в электронную
проводимость нановолокна
9.5. Наноиндентирование 343
9.5. Наноиндентирование
Развитие и разработка MF.MC. HF.MC потребовали также измерения
физических, механических и трибологических свойств применяемых для
х изготовления материалов на субмикронном и манометровом уровне
используя современные методы опенки твердости, модуля Юнга,
упругого восстановления, адгезионной прочности и износостойкости защитных
покрытий, тонких пленок, многослойных структур.
Контактная задача теории упругости (задача Герца). В основе
рассматриваемых современных методов лежит аналитическое решение [54]
так называемой «задачи Герца» (1X82) о взаимной деформации двух
твердых шаров при их сжатии, которая подробно разобрана и [55].
Использование модели Герца для описания взаимодействия инденто-
ра и образна обоснованно, когда поверхностные силы пренебрежимо малы
по сравнению с суммарными силами взаимодействия, и радиус плошали
контакта существенно меньше радиуса индентора. Именно эти условия
лежат в основе методов опенки функциональных свойств поверхностных
слоев и реализованы в измерительных установках, разработанных в
последние годы. Работы Герца послужили основой для развития теории и
методов определения твердости. Измерение твердости широко используется
в науке и технике, хотя до сих пор проходит дискуссия о физическом
смысле этой величины и корректных способах ее оценки [56]. Одним
из определений является следующее: «Под твердостью понимается
свойство поверхностного слоя сопротивляться упругой и пластической
деформации иди разрушению при местных контактных воздействиях со стороны
Другого, более твердого и не получающего остаточной деформации тела
(индентора) определенной формы и размера» [57].
Беркович (1951) был предшественником исследования свойств
поверхности путем нндентирования [58|. Микроиндентирование
выполнялось путем внедрения в изучаемую поверхность алмазной пирамиды с
размером диагонали 100-1000 им (59].
В 1981 г. Бангерт создает первый аппарат для наноиндентирования [60].
Аппарат для наноиндентирования был совмещен с электронным
микроскопом, создающим таким образом возможность исследовать и рельеф
поверхности (рис. 18). П ри движении наноиндентора есть возможность
Ценить на наноуроннс сопротивление движению, неоднородность струк-
^Ры поверхности и характер контакта.
Дальнейшим шагом в направлении развития метода наноиндентиро-
Ния явилось уменьшение размеров индентора — трехгранной алмазной
Рамиды — на три порядка до 10 им. Это позволило осуществлять онен-
свойств поверхности (нанотвердость, модуль упругости и др. характе-
тики). С течением времени в модификации нанотестеров преуспели
ИеРенга и Франксн (19X4) [611. Пулкер и Зальцман (19X6) и др. [62].
344
Глава 9. Нанотрибология
Тснзодатчик
И илентор
Двойная лис юная рессора
Образен
А
Зажимное
устройство
Рис. 18. Схема аппарата для наноиндентирования
Одним из примеров современных приборов (рис. 19) для измерения
твердости (Н) и модуля Юнга (Е) является ианотвердомер фирмы CSIM
Instruments (Швейцария).
Конструктивно ианотвердомер объединяет прецизионный твердомер
и оптический микроскоп, которые используют один предметный столик
с механическим приводом. Измерения проводят на образцах материалов
с плоскопараллельными поверхностями — опорной и изучаемой,
размером не менее 6 мм по меньшей
стороне. Образец помешают на предметный
столик и при наблюдении в
оптический микроскоп выбирают место для
индентирования.
Процессы перемеддения в
горизонтальной плоскости
(позиционирование) и в вертикальной плоскости
(измерение) управляются
персональным компьютером с использованием
программного обеспечения фирмы
CSM с весьма высокой точностью
(см. табл. I).
В процессе измерения на повер*'
ность образца опускается сапфировое
кольцо внутренним диаметром 5 м*1-
а уже затем вдавливается индентор. Такая система позволяет термостати-
ровать область измерения, и устранить возможный прогиб тонких пластин
при нагружении. Кроме того, по моменту касания кольца управляющая
программа оценивает расстояние от базоводо положения индентора до
поверхности. Нормальная надрузка передается индентору через вертикаль'
Рис.19. Ианотвердомер
w
9.5. Наноиндентирование
345
Таблица 1
Технические характеристики нанотвердомера
диапазон нагрузок
Глубина проникновения
погрешность першкальмого позиционировании индентора
Шаг горизонтального позиционирования предметного столика
0.1-300 мН
30 им - 500 мкм
0.03 им
I мкм
ный стержень, являющимся сердечником прецизионного электромагнита,
закрепленного мембранными пружинами. Перемещение стержня
относительно положения сапфирового кольца измеряется
высокочувствительным емкостным датчиком, который связан с компьютером через плату
сопряжения. Инлентором является алмазная трех- или четырехгранная
пирамида, получившая название но имени разработчиков — индентор
Берковича или Виккерса, соответственно.
В соответствии с направлением движения зондирующего поверхность
инструмента по отношению к плоскости образца их подразделяют на
наноиндентирование (индентор движется но нормали к поверхности) и нано-
склерометрию (индентор движется по касательной к поверхности).
Сущность этих методов состоит в программируемом приложении малых или
ультрамалых усилий к индентору и непрерывной регистрации
зависимости силы сопротивления Р от смешения (глубины погружения h или
тангенциального перемещения х). Типичные записи диаграмм для обоих
случаев показаны на рис. 20.
Доа /i„.
Глубина погружения
Смешение вдоль
поверхности образна
•»и,
Ван Диаграммы, полученные при наноиндентировании (слева) и наноскрабиро-
би Справа): /inm — максимальная глубина погружения индентора; h,K, — глу-
Р °ТПечатка, оставшегося после снятия нагрузки; W — поглощенная энергия;
*> Pi' pfи
- ' ": — низкие, умеренные и высокие значения силы прижима индентора
к поверхности соответственно
346
Глава 9. Нанотрибология
Верхняя кривая соответствует иагружению и отражает сопротивление
материала внедрению нндентора. а нижняя описывает возврат
деформации после снятия внешней нагрузки и характеризует упругие свойств;)
материала. При внедрении нндентора вблизи области контакта
создается сложное напряженное состояние, близкое к всестороннему сжатию,
а деформация, распространяющаяся вглубь материала, имеет как упругую
(обратимую), так и пластическую (необратимую) составляющую.
Благодаря этому при наноиндентировании возможно получить ифор-
мацию как о твердости, так и о модуле Юнга, а также оценить долю
упругой составляющей в общей деформации или упругое восстановление
jy 'hn ~ ''ост
где: hm — наибольшая глубина погружения; hK1 — глубина после снятия
нагрузки. Данные непрерывного индентирования обычно обрабатывают
по методу Оливера—Фарра [63], который состоит в подборе параметров
степенной функции, описывающей экспериментальную зависимость
глубины погружения от приложенной нагрузки, и расчете твердости и модуля
Юнга по этим данным.
Значения твердости рассчитывают как отношение максимальной
нагрузки к площади проекции невосстановленного отпечатка, а модуль
упругости — исходя из площади проекции отпечатка, контактной жесткости,
определяемой как наклон верхней трети кривой разгружения, и
задаваемого коэффициента Пуассона.
Размер отпечатка определяют по максимальной глубине погружения
индентора hm, принимая, что алмазная пирамида совершенно не
деформируется при индентировании. Таким образом, в методе наноинлентиро-
вания твердость определяется исходя из не восстановленного отпечатка
(как в методе Роквелла, но без предварительного нагружения), в отличие
от методов измерения твердости, предложенных Виккерсом и Бринслем,
в которых измеряются визуально параметры восстановленного отпечатка:
диагональ или диаметр, соответственно. На рис. 21 показано, как выглядят
Рис.21. Отпечатки индентора Берковича на меди, наблюдаемые с помощью оптИ
ческого микроскопа (слева) и компьютерное моделирование их получения (спрэвэ
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 347
тпечатки с использованием инлентора Верковича после испытания матс-
иала из меди на нанотвердомере (слепа) и компьютерное моделирование
х получения (скрапа). Нагрузка для серии отпечатков составляла 30 мН.
Даже лля такого мягкого материала как медь ра)меры отпечатка
находятся вблизи предела разрешения оптического микроскопа. Для
керамических материалов и износостойких покрытий отпечаток настолько мал,
чТ0 часто его невозможно наблюдать в оптический микроскоп. Путем
многократного надружения одной и той же области или нанесения нано-
царапин моделируют процессы износа и усталости в приповерхностных
слоях, изучают фазовые переходы, индуцированные высоким
гидростатическим давлением под индентором, исследуют зависящие от времени
характеристики материала и коэффициенты скоростной
чувствительности механических свойств, как на стадии погружения, так и на стадии
вязкоупругого восстановления отпечатка после разгрузки. Методом нано-
индентирования можно также оценивать пористость материала, величину
и распределение внутренних напряжений, тол шину, степень адгезии и
механические свойства тонких слоев и покрытий, исследовать структуру
многофазных материалов, определять модули упругости, скорость звука
и анизотропию механических свойств, а также многое другое.
Многие принципиальные и конструктивные решения в нанотестерах
близки к используемым is зондовой сканирующей микроскопии, и ряд
производителей объединяют оба типа испытания в одном
комбинированном приборе. Это позволяет не только визуализировать микротопографию
поверхности, но и исследовать более десятка механических
характеристик материала в приповерхностных слоях, покрытиях, пленках толщиной
от единиц нанометров до нескольких микрометров, т.е. перейти от
двухмерного к трехмерному анализу приповерхностных слоев материала.
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения
Публикации о нанобиотрибологии последних лет содержат
значительную информацию не только о нанобиомеханике суставов [64-66],
н°ио результатах исследования специфики суставной смазки и роли
синовиальной жидкости и суставного хрядпа в ее осуществлении [67-69].
Когда две или несколько костей соединяются вместе, такое место
называйся суставом. Суставы удерживают вместе кости скелета, одновременно
пРИдавая ему подвижность. В некоторых частях тела, например, на че-
^пе, суставы противостоят различным силам, действующим на скелет,
вДругих частях, таких как бедро или плечо, они служат важными факто-
ми движения. На рис.22 изображены основные схемы суставных узлов
Рения в теле человека.
В суставах тела человека, как в биологических узлах трения, могут осу-
ствляться различные виды движений (скольжение, вращение, угловые
348 Глава 9. Нанотрибология
Рис. 22. Основные схемы суставных узлов трения в теле человека: А — сустав
черепной коробки, Б — межпозвоночный сустав, В — шарнирно-шаровидный сустав,
Г — мыщелковый сустав, Д — скользящий сустав, Ж — седловидный сустав, 3 —
шаровидный сустав, Е — шарнирный сустав, К — цилиндрический сустав. Стрелками
показан биологический узел трения в различных суставах
и круговые движения). Скользящие движения получаются при
скольжении одной кости по другой. При вращении кость вращается вокруг своей
продольной оси; при угловых движениях увеличиваются или уменьшаются
углы между суставами; другие виды движений совершаются в рахтичны4
местах тела человека и в различных суставах.
Попытки объяснить низкое трение в суставах известны давно. Хан-
тером (1743) в докладе Королевскому обществу было отмечено, что синО'
виальную жидкость необходимо рассматривать как собственно смазку л-1"
суставов [70].
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 349
Вирхов (1854) впервые при наблюдении биологических тканей и био-
ред обнаружил однотипные микроскопические структуры, получившие
название «миелиновые формы» [71].
Меттенгеймер (1857) используя двойное лучепреломление исследовал
эти структуры |72]. Таким образом, можно считать, что первые
жидкокристаллические структуры биологического происхождения были описаны
Яирховым и Меттенгеймером в 60-х гг. позапрошлого века. Середина
XIX в., наряду с обшим подъемом развития естественных наук,
характеризовалась повышенным интересом ученых к коллоидным системам,
мылам, различным органическим материалам.
Валентин (1861) исследовал водные системы этих веществ с
помощью поляризационного микроскопа. Сделанные им исследования
явились мошным толчком к выявлению их структурных особенностей [73].
Эти исследования не носили целенаправленного характера в плане
изучения мезоморфного (жидкокристаллического) состояния, открытого по
одним данным профессором Львовского университета Планаром в 1861 г.,
а по другим источникам — О.Леманом и Ф. Райнитиером в 1888 г.
Взаимосвязь между миелиновыми фигурами и лиотропными амфифильными
веществами была установлена спустя полвека после открытия
мезоморфного состояния.
Впоследствии работы в этом направлении получили дальнейшее
развитие лишь в начале двадцатого века, когда в 1929 г. Бенингхофф сделал
предположение о том, что упругость хряшей может создаваться за счет
выделения и повторного поглощения синовиальной жидкости [70].
Однако этот довольно важный вывод оставался незамеченным в течение
многих лет.
Поиск наиболее вероятных объяснений механизмов трения суставов
вначале 30-х гг. XX в. заставил исследователей обратиться к уже достаточно
хорошо зарекомендовавшим себя в технике теориям смазки. Основываясь
на гидродинамической теории смазки Рейнольдса, в 1932 г. МакКонейл
сделал предположение о том, что геометрия хряшевых поверхностей и
вязкость синовии создают гидродинамический вид смазки суставов [70].
Однако вскоре стало очевидно, что эта гипотеза не в состоянии
объяснить чрезвычайно малые значения коэффициентов трения, наблюдаемые
Реальных суставах, поскольку, с одной стороны, относительная скорость
к°льжения между поверхностями костей никогда не превышает несколь-
Их сантиметров в секунду, а с другой — расчет минимальной тол шины
азочной пленки на основе теории Рейнольдса, как известно, не учиты-
^Щей вязкоупругих свойств трушихся поверхностей, показывает, что ее
"чина чрезвычайно мала, т. е. порядка шероховатости хряша. Несмотря
°тмеченные недостатки, данная гипотеза имела огромное значение, так
первой попыткой использования достижений других наук в об-
***была
350 Глава 9. Нанотрибология
ласти, связанной с работой суставом, и послужила толчком для многих
последующих исследований в лом направлении.
Действительно, после работы МакКонейла интерес к проблеме
смазки суставов заметно усилился. В это время для экспериментальной опенки
трения в суставах было предложено испольювагь гравитационный
маятник Стэнтона [70], так как по кривой его затухания можно было судить
не только о величине, но и характере трения в используемых в качестве
опорного узла образцах биологических и небиологических материалом.
Причем линейная кривая затухания колебаний маятника, т. е. независимое
от скорости скольжения трение в опорном узле, считалась характерной для
граничной смазки, а экспоненциальная кривая затухания, т.е. зависимое
от скорости скольжения трение, — характерной для гидродинамической,
т.е. пленочной, смазки.
В 1934 г. Джоунс впервые экспериментально измерил коэффициент
трения в суставах животных [70|. Он установил, что для смазываемых
синовиальной жидкостью или физиологическим раствором коленных
суставов коэффициент трения находился в пределах 0,02, в то время как
для сухих он увеличивался на порядок. При этом было отмечено, что
в последнем случае трущиеся хрящевые поверхности быстро разрушались.
Полученные данные подтверждены более поздними исследованиями,
убедительно показавшими, что коэффициент трения в суставах животных
колеблется от 0,005 до 0,02.
Несколько позже, в 1936 г., Джоунс продолжил свои исследования,
проводя эксперименты на маятниковой установке, в которой в качестве
опорного ухта использовался межфаланговый сустав [70]. В результате этих
экспериментов он установил, что со временем происходит
экспоненциал ьное уменьшение амплитуды колебаний маятника, и на основании этого
сделал вывод о существовании в суставе вязкого демпфирования,
указывающего на осуществление смазки с помощью жидкой пленки. Однако,
несмотря на эти результаты, Джоунс лишь частично признавал наличие
гидродинамической смазки в суставах. При этом он руководствовался тем
обстоятельством, что суставы не всегда находятся в движении и в них
не развивается высоких скоростей, необходимых для гидродинамических
систем, и что даже в момент начата перемещения медленные движения
трущихся хрящевых поверхностей обеспечивают достаточно низкий
коэффициент трения. Исходя из этого, Джоунс пришел к выводу, что в
суставах действует смешанная смазка, т.е. гидродинамическая, или пленочная,
в процессе движения и граничная — в момент начала или остановки
движения. Тем не менее, он не смог показать, что синовиальная жидкость
обладает необходимой смазочной способностью, которая требуется Д-1*'
удовлетворения обычных граничных условий.
В начале 50-х гг. XX в. МакКонейл, который первым указал на в°'"
можность применения гидродинамической теории к суставам, начал с-0'
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 351
мцеваться в правильности предположения о наличии единственного
механизма, создающего эффективную систему их смазки |70|. Тем не менее,
0Н продолжал считать, что за счет наличия таких дополнительных
структур, как мениски и жировое тело, могут создаваться сходящиеся клинья
мазки при малых скоростях скольжения в условиях
возвратно-поступательных движений в суставах.
Грубин (1949) включил влияние упругой деформации сопрягаемых
поверхностей в свои расчеты и теоретически показал, что смазочная пленка
имеет большую толщину, чем предполагалось, а следовательно, возможно
сушестводзание гидродинамической смазки в тех условиях, в которых
ранее признавалось наличие только граничной смазки [681.
Доусон и Хиггинсон {1959) обосновали теорию Грубина и применили
термин упругогидродинамической смазки для описания трибологических
систем [74|. Они понимали, что упругогидродинамическая, или эластогид-
родинамическая смазка может существовать в переходной области от
граничной к гидродинамической смазке, а также то. что толщина
смазочной пленки может изменяться в зависимости от нагрузочно-скоростных
условий. В результате эластогидродинамическая теория была дополнена
концепцией о том, что опорная система со смазкой может теоретически
функционировать при различных механизмах трения — от граничного
до смешанного, от упругогидродинамического до гидродинамического —
в зависимости от рабочих режимов (нагрузки, скорости, температуры),
геометрии трущихся поверхностей, характеристик смазки и
грузоподъемности трибосистем.
Используя основные положения этой концепции, Динтенфасс (1963),
азатем и Таннер (1966) попытались найти более убедительные
доказательства применимости эластодидродинамической теории к объяснению
механизма смазки суставов [75, 76|. Кроме того, Динтенфасс предположил,
что упругая деформация хряша совместно с вязкоупругими свойствами
синовиальной жидкости способствует увеличению плошади контакта
суставных поверхностей, тем самым обеспечивая их более высокую несущую
способность. Однако, несмотря на дзажность ряда положений эластогид-
Р°Динамической теории смазки суставов и в первую очередь тех,
которые касались вявкоупругого поведения сусгавньдх поверхностей в услови-
Ях их динамического контакта, в более поздних исследованиях Марнелл
"айт [771 представили теоретические доказательства, свидетельствующие
"^возможности существования в чистом виде эластогидродинамической
эзки в суставах. Иначе говоря, эластогидродинамическая теория смаз-
суставов так же, как в свое время и дидродинамическая теория, была
ввергнута сомнению и не получила своего подтверждения.
"арнли (I960) поддзерд- сомнению экспериментально полученные Джо-
°м данные об экспоненциальном характере затухания колебаний маят-
а пРи трении в межфала и говом сустадзе, свидетельствующие в пользу
352 Глава 9. Нанотрибология
пленочной смазки в опорном узле. Приводя результаты своих
собственных экспериментов на маятниковой установке, он, в частности, показал
что при использовании в качестве опорного узла голеностопного сустава
уменьшение амплитуды колебаний маятника со временем носит не экс-
понениильный, а сугубо линейный характер и, следовательно,
свидетельствует о граничной смазке в суставе [78].
Следовательно, в противоположность гидродинамической теории
основным параметром которой считалась вязкость синовиальной
жидкости, Чарнли придерживался теории граничной смазки суставов и считал,
что наряду с конфигурацией и качеством трущихся хрящевых
поверхностей не менее важным параметром является смазывающая способность
или «маслянистость» синовиальной жидкости. Иными словами,
Чарнли отстаивал доминирование граничной смазки над гидродинамической,
предполагая тем самым, что именно она является основным
механизмом, обеспечивающим эффективную работу суставов. Вместе с тем он,
как и другие исследователи, признавал, что деформируемость суставных
хрящей, по всей видимости, играет немаловажную роль в механизме их
смазки, а также тот факт, что этот механизм, вероятнее всего, является
сложным или комплексным.
В работе [78] показано, что аналогичные закономерности выявлены
и при исследовании в качестве опорного узла маятника тазобедренного
сустава человека, из чего последовало заключение о том, что работа
тазобедренного сустава человека также определяется механизмом граничной
смазки, причем предполагалось, что этот механизм обусловлен
поверхностным слоем хряща, богатым липидами. Поскольку при исследованиях
механизма смазки на рассеченных суставах с помощью маятника
постоянно получались линейные зависимости, то было решено, что в таких
условиях действовал механизм граничной, а не пленочной смазки.
Однако в 1962 г. Барнетт усомнился в этом и показал, что при
замене сустава животного гидростатическим подшипником, в котором
заведомо образуется жидкостная пленка, соотношение между амплитудой
колебаний и временем также имеет линейный характер [79]. Кроме того,
им было определено, что с увеличением нагрузки наблюдается снижение
коэффициента трения, как и следовало ожидать при пленочной смазке.
К такому же выводу пришли авторы и другой работы |80|,
проанализировавшие уравнение, характеризующее движение в опорном узле маятник3
как кулоновское, т. е. постоянное, что свойственно граничной смазке.
а с другой — как зависящее от вязкого сопротивления, определяемого
только реологическими свойствами смазки.
Однако в противоположность предыдущим расчетам Свансон, остЮ'
вываясь на том же допущении о полностью пленочной смазке, теоретик
ски показал, что для объяснения наблюдаемых фрикционных характер1
стик в реальных суставах вязкость синовиальной жидкости должна бь'
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 353
lOO-ЮОО раз больше, чем любое ее известное значение [69). Из этого им
gbiji сделан вывод, согласно которому смазка в суставах является
преимущественно граничной при, возможно, небольшой лоле пленочных
механизмов.
Таким образом, большинство авторов, использовавших в своих экс-
перцментах маятниковую машину трения, в основном придерживались
мнения, что механизм смазки в суставах по своей природе является
преимущественно граничным. В то же время другие исследователи,
применявшие машины трения с возвратно-поступательным движением,
считали, чт0 основная роль в работе суставов человека и животных все же
принадлежит жидкостной пленочной смазке |70|.
МакКатчен (1959), используя систему, в которой трущимися
материалами были хрящ и стекло, показал, что после каждого периода
всасывания жидкости коэффициент трения между хрящом и стеклом
существенно уменьшался. В случае предотвращения впитывания жидкости
и доведения ее содержания в хряще до предельно минимальных значений
коэффициент трения значительно возрастал, лохоля ло величины, равной
0,35. На основании этого МакКатчен |81) предположил, что смазка
синовиальных суставов происходит в результате выделения интерстициальной
жидкости при сжатии хряшевой ткани. Для описания такой системы, в
которой интерстиииальная жидкость выделяется из хряша и создает
гидростатическое давление, удерживающее поверхности на микроскопическом
расстоянии, тем самым способствуя созданию общего механизма смазки
суставов, МакКатчен применил термин «смазка выпотеванием» (рис. 23а).
В теории «смазки выпотеванием» принимается, что синовиальная
жидкость движется как в сдавливаемой пленке между трущимися
поверхностями хрящей, так и в самих хрящевых телах (рис. 23а). Иными словами,
согласно работе (70], при динамическом контакте действующую на
взаимно трущиеся суставные поверхности нагрузку воспринимает гидростатиче-
a б в
б. ' 2^. Схема общего механизма смазки сустава: а) «выпотеванием смазки»;
^пользованием смешанной смазки; в) с использованием граничной смазки.
Стрелкой указано направление движения
12 С0
"°Bpi
'еМенщ|я ipnOo.ioimi
354
Глава 9. Нанотрибология
ское давление в жидкости, выделяющейся из хрящевой ткани, и поэтому
трения не возникает.
В результате благодаря такой трактовке теории «смазки выпотевани-
ем» впервые стало возможным достаточно обоснованно аргументиродшть
низкое трение в суставах и, особенно, при прекращении относительного
перемещения трушихся хряшевых поверхностей.
Значительный успех в развитии растровой электронной микроскопии
в середине 60-х гг. XX в. дал возможность проникнуть в
ультраструктурные характеристики суставных хрящей, на основании чего были приняты
общие морфологические концепции |82|. Более детальные исследования
показали, что поверхностный слой хрящевого матрикса по своей
структуре и свойствам заметно отличается от других подповерхностных зон,
что в свою очередь большинством исследователей стало связываться с его
значительной ролью в смазке суставов. При этом немаловажное значение
имело и предположение Вейса, выдвинутое в 1968 г., о том, что
поверхностный слой хряща функционирует в качестве мембраны [83].
Впоследствии, проанализировав результаты исследования химических и
морфологических характеристик суставных хрящей, эту концепцию
поддержали и другие авторы [82|. Данные о морфологических, химических,
физических и механических свойствах хрящей и синовиальной жидкости,
появившиеся в конце 60-х гг. XX в., способствовали дальнейшему
развитию новых теорий смазки суставов. Существенную роль в этом прежде
всего сыграли те наблюдения ученых, согласно которым было показано,
что гиалуроновая кислота синовиальной жидкости может адсорбироваться
поверхностью хряща, создавая тем самым необходимый защитный слой
в процессе работы суставов, что вязкость синовиальной жидкости может
изменяться в зависимости от скорости сдвига и действующего на
суставные поверхности давления и что поверхности хрящей могут служить
опорой сдавливаемой жидкостной пленке, вследствие чего толщина
последней при сближении суставных поверхностей может достигать значений
порядка десятков микрометров, что позволяет почти полностью разделить
трущиеся поверхности (рис.24).
Уолкер (1968) совместно с коллегами опубликовал ряд статей, в
которых на основе анализа поверхностей высушенных замораживанием
образцов гиалинового хряша методом сканирующей электронной микроскопии
было показано, что синовиальная жидкость улавливается и удерживается
между шероховатостями на поверхностях хрящей. При этом толщина
жидкостной пленки, как сообщалось, варьировалась от 0.25 до 10 мкм [84].
В соответствии с этим была теоретически рассчитана вязкость
жидкости при заданных экспериментальных условиях и установлено, что Л-:|Я
синовиальной жидкости у поверхности хряша этот параметр имеет боЛ^е
высокие значения, чем внутри жидкости. Это же утверждалось и на
основании экспериментов по изучению трения. Причем более глубокое изу1"-''
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 355
бустерная
смазка
сдавленный упругогидро- гидро-
счаючный динамическая смешанная динамическая
слой смазка смажа смазка
Vi>
"У^
Рис.24. Механизм смазки сустава в движении
ние эффектов концентрации показало, что сдавливание смазочной пленки
происходит в течение большего периода времени.
По данным этих экспериментов последовало заключение, что
синовиальная жидкость улавливается при функционировании сустава, затем
концентрируется или обогащается путем выжимания из нее
низкомолекулярных составляющих в поры окружающего хряща. Таким образом, Уол-
кер совместно с другими исследователями предложил новое объяснение
механизма смазки в суставе, согласно которому молекулярная структура
синовиальной жидкости, а также упругость, пористость и характеристики
поверхности суставных хрящей способствуют увеличению
продолжительности существования разделяющих их поверхности смазочных пленок.
Эта форма смазки известна под названием «усиленной», или «бустерной»
смазки ("boosted lubrication") суставов.
Считается, что когда суставные хрящи вступают в контакт друг с
другом, то в промежутках между поверхностными неровностями хрящевых
тбл происходит захват синовиальной жидкости с последующим
выжиманием из нее низкомолекулярных компонентов через поры матрикса
хрящевых тел, приводящий вследствие увеличения концентрации высокомо-
екулярных компонентов к повышению вязкости синовиальной жидкости
сдавливаемой пленке, и, следовательно, способствующий лучшему вос-
Рчятию действующей на суставы нагрузки.
Таким образом, лаже поверхностное сопоставление теории бустерной
азки и теории смазки выпотеванием показывает, что существует резкое
ЗДичие между этими двумя постулированными видами смазки суставов.
ствительно, если смазка выпотеванием требует выделения интерстици-
356 Глава 9. Нанотрибология
альной жидкости, то бустерная. наоборот, требует впитывания жидкости
суставным хрящом при его нагружении в процессе суставного движения,
т.е. эти два вида смазки суставов как бы взаимно исключают друг друга.
Пытаясь устранить противоречия между смазкой выпотеванием и бу_
стерной смазкой, Лини (1968), основываясь па известных механических
и физических свойствах, а также на полученных с помощью
сканирующей электронной микроскопии данных об ультраструктуре хряшеной
ткани, предложил новую модель суставного хряша. В этой модели сустав
синовиального типа представляет собой два находящихся пол действием
сжатия и разделенных пленкой жидкости круглых пористых упругих диска
из композиционного материала, который способен впитывать и выделять
жидкость через свою поверхность, обеспечивая сопротивление при
растяжении и сжатии и сохраняя при этом существенную нелинейность. Между
тем, более глубокие исследования позволили выявить и другие
особенности трения суставных поверхностей в присутствии жидких смазочных сред.
Этому в значительной мере способствовало дальнейшее
усовершенствование трибометрических методов их исследования. Благодаря применению
маятниковой машины, в которой имелось устройство для приложения
внезапных нагрузок в начальный период раскачивания маятника, и в отличие
от ранее существовавших методик измерения амплитуды колебаний с
последующим их преобразованием в крутящий момент обеспечивались
прямые измерения характеристик трения в опорном узле, было установлено,
что при внезапном приложении нагрузки к естественному
тазобедренному суставу, смазываемому синовиальной жидкостью, наблюдается
экстремальный характер зависимости коэффициента трения от числа колебаний
маятника [85]. Иначе говоря, с ростом числа колебаний маятника
коэффициент трения в суставе первоначально повышался, достигая
определенного для каждой конкретной нагрузки максимального значения, а затем
уменьшался. В условиях внезапною приложения нагрузки к суставу без
смазки, а также в случае предварительно нагруженных суставов, как
смазываемых, так и не смазываемых синовиальной жидкостью, с ростом числа
циклов колебаний маятника коэффициент трения постепенно снижался.
Прохорова (1986) обстоятельно показала, что сделанное ранее
допущение о связи максимума с переходом от внешнего трения к упругому
сдвигу в хряшевой ткани и об уменьшении регистрируемой силы в этом
случае оказалось абсолютно неверным. По мнению этих исследователей-
регистрируемая сила сопротивления в тазобедренном суставе в области
максимума и на участке снижения рассмотренных зависимостей все *с
связана с процессами скольжения и обусловлена включением так назынЯ'
емого механизма «живого трения».
Согласно данному механизму, под действием нормальной нагружи.
когда макрошероховатости трущихся хрящей сжимаются (рис. 25 о. <>'■
в зонах их контурного касания формируются площади фактического коН'
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения
357
Синовиальная жидкость |
Хряш
Хрящ
Жпдкосшая пленка
(контакт типа //)
Интерстициальная
жидкость
Жидкостная пленка
(контакт типа I)
Рис.25. Схематическое представление механизма «живого трения»: а) пара хрящ-
хрящ в момент нагружения макрошероховатостей; б) пара хрящ—хрящ в момент
отдыха; в) пятно контурного касания пары хрящ—хрящ при высоких нагрузках; г) пятно
контурного касания пары хрящ—гладкая поверхность при малых нагрузках
такта, образованные диумя составляющими (рис. 25е..»): площадью
фактического контакта элементов упругой матрицы через граничную пленку
(фактический контакт типа /) и площадью фактического контакта,
образованной микростолбиками интерстиниальной жидкости (фактический
контакт типа //) [86|. Ими показано, что за время жизни зон
контурного касания контактирующие микростолбики интерстициальной жидкости
могут только упруго сжиматься и несут практически всю приложенную
к суставу нагрузку, в то время как на долю второго типа
микрофрикционных связей, где имеет место граничное трение, приходится ничтож-
Ная часть нагрузки. Авторы понятия механизма живого трения считают,
Что пока в вышеприведенных экспериментах с тазобедренными сустава-
и При внезапно приложенной нагрузке толщина пленки, разделяющей
"/^тактирующие хряши головки бедра и вертлужной впадины, достаточно
льшая, трение полиостью определяется сопротивлением сдвигу пленки
ИК|овиальной жидкости.
Механизм же живого трения в этих условиях не может иметь места,
как микростолбики интерстициальной жидкости фактически опира-
на сдавливаемую пленку синовиальной жидкости, а их жесткость
358
Глава 9. Нанотрибология
в этот период времени не соответствует модулю объемного сжатия
интерстиииальной жидкости.
Предполагается, что при увеличении числа циклов испытания,
когда толшина пленки синовиальной жидкости уменьшается, приближаясь
к граничной, жесткость микростолбиков интерстиииальной жидкости
становится уже соответствующей модулю объемного сжатия этой жидкости
и они начинают нести практически всю приложенную к суставу нагружу,
обеспечивая тем самым жидкостный контакт. В результате увеличение
силы трения прекращается и наблюдается уменьшение коэффициента
трения. Однако согласно работам этих же авторов, по-видимому, более
правильным было бы говорить о том, что в первый промежуток времени
вообще никакого контакта между сдавливаемой пленкой и
микростолбиками интерстиииальной жидкости не может быть вследствие недостатка
последней в микропорах хрящевой матрицы (рис. 25 г), а наблюдаемое
увеличение коэффициента трения все же связано со сдавливанием
пленки синовиальной жидкости, приводящим в конечном итоге к реализации
полностью граничного контакта элементов упругой хрящевой матрицы,
который затем в результате ползучести хрящевой ткани переходит в
контакт микростолбиков интерстиииальной жидкости с включением
механизма живого трения. Однако тогда это противоречило бы основному
положению механизма живого трения, согласно которому доля
граничной смазки ничтожно мала.
Последнее, по-видимому, и является причиной того, что авторы
механизма живого трения не придавали должного значения влиянию
физической природы смазки на трение хрящевых тел, хотя ими самими получены
разные результаты при смазке хрящей синовиальной жидкостью и
физиологическим раствором. Вместе с тем совершенно очевидно, что механизм
живого трения, как и многие другие концепции гидростатической
смазки в суставах, объяснить эти экспериментальные данные не в состоянии.
Существующая неоднозначность в теориях смазки суставов заставила
исследователей вновь обратиться к более обстоятельному анализу трушихся
хрящевых поверхностей и рассматривать их не как инертные
бесструктурные слои, а как подвижные динамические структуры, способные активно
взаимодействовать с компонентами синовиальной жидкости. На
основании проведенных экспериментов авторами работы |87| было выдвинуто
предположение о том, что обнаруженные на трущихся поверхностях
хрящей глобулы имеют белковую природу и играют важную роль во
фрикционном взаимодействии суставных хрящей, причем по механизму трения
качения с возвратно-поступательным перемещением.
Дальнейшее развитие данная гипотеза получила несколько позже
в работе [88], где для ее доказательства наряду с
электронно-микроскопическими были представлены результаты трибологических исследовании.
выполненных как на маятниковом трибометре. так и на возвратно-по-
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 359
тупательной машине трения. Согласно последним оказалось, что если
добавка трипсина не влияла на вязкость синовиальной жидкости, но прэк-
тИчески сразу приводила к ухудшению в несколько раз ее смазочной
способности, то добавка гиалуронидазы, как известно, ферментативно рагпа-
^юшей молекулы гиалуроноиой кислоты и вследствие этого существенно
сНижаюшей вязкость синовии, заметно сказывалась на эффективности
смазки лишь по прошествии достаточно большого промежутка времени.
При этом электронно-микроскопические исследования показали, что
наряду с гиалуроновой кислотой, имеющей бесформенную массу размером
200-500 им, в исследуемых образцах синовии наблюдались сферические
частииы размером 20-30 нм. Глубокое окрашивание последних рутением
красным, а также их исчезновение только при ферментативной обработке
синовии трипсином, по мнению автора данных исследований,
свидетельствовали в пользу того, что обнаруженные им частицы в основном состоят
из протеина. Поскольку последние имели сферическую форму, а
ферментативная обработка исследуемого материала трипсином приводила как
к их полному исчезновению, так и к резкому ухудшению смазочной
способности синовиальной жидкости, то на основании полученных
результатов в работе [88| была предложена модель смазки суставов по типу трения
качения (рис.26).
Согласно этой модели, сеть молекул гиалуроновой кислоты
окружает сферические частицы протеина, подобно обойме
шарикоподшипника, и частицы протеина могут свободно вращаться, как и элементы
Зона трения качения
Рис. 26. Схематическое представление модели смазки суставов
по типу трения качения
Гиалуроновая кислота
360 Глава 9. Нанотрибология
шарикоподшипника. Вместе с тем автор данных исследований, предлагая
свою модель, не отрицал возможности существования эластогидродина-
мической смазки суставов. Однако, несмотря на обширный материал
представленный в работах [87, 881 в пользу доказательства
вышеприведенной гипотезы, следует отметить, что вопрос об образовании сферических
структур в исследуемых образцах является спорным, так как
агрегирование компонентов синовии в частицы сферической конфигурации может
существенным образом зависеть от условий подготовки материала для
электронно-микроскопических исследований, что отмечалось еще ранее
в работе [84]. Тем не менее, результаты исследований, представленные
в работах [87, 88], имеют принципиальное значение, так как указывают
на важную роль протеинов в смазке суставов. Существует и иная точка
зрения на смазочное действие протеинов. Она опирается на факт, согласно
которому, как показали многочисленные исследования [89|,
эффективность смазки хрящей не зависит от вязкости синовиальной жидкости, что
совпадает с большинством известных теорий граничной смазки.
Девис в работе [89] предложил модель граничного трения хрящей,
основывающуюся на гидрофильных свойствах поверхностей хрящей и
структурировании на них граничных слоев молекул воды и гликопротеинов
(рис.27).
Согласно этой модели, как и в любой системе граничной смазки,
смазочное вещество должно обладать свойством адгезии к трущимся
поверхностям, которое может достигаться ионными, ковалентными, гидро-
фобно-гидрофобными или гидрофильно-гидрофильными связями.
Свонн (1978) на основании экспериментальных данных по трению
различных поверхностей в синовиальной жидкости и 0,15 М растворе NaCI
показал, что идентифицированный им в синовии гликопротеин обладает
высоким смазочным действием |90].
Так как идентифицированный Свонном [90] гликопротеин имеет
гидрофобные и гидрофильные области, а радиоактивный гликопротеин
проявляет свойство эффективного прилипания к поверхностям хрящей, то
по мнению авторов данной модели, такие связи являются теоретически
возможными в суставном хряще.
Согласно современным представлениям и результатам работ [90,91].
в значительной части суставов происходит образование эпитропных
жидкокристаллических граничных слоев гликопротеинов и их
электростатическое отталкивание, что способствует эффективному разделению трущихся
хрящевых поверхностей. На рис.28 представлена модель граничного трс
ния суставных хрящей с использованием ЭЖК-слоя гликопротеиновы*
молекул.
Однако если это так, то исходя из электроотрицательности
поверхностей хрящей вследствие наличия в них макромолекул протеогликанои
с фиксированными отрицательно заряженными труппами, следовало бь1
9.6. Нанотрибология в биологических узлах трения 361
Синовиальная жидкость
Л — гидрофильная область
Б — гидрофобная область
КУ
Рис.27. Модель граничного трения суставных хрящей: 1 — субъединица
смазывающего гликопротеина; 2 — зона ионного притяжения гидрофильных областей глико-
протеинов к гидрофильным областям поверхностей хрящей; 3 — зона притяжения
гидрофобных областей гликопротеинов (высокое сопротивление сдвигу); 4 — зона
притяжения гидрофильных областей гликопротеинов (низкое сопротивление сдвигу)
Поверхность сустава
/у<.<.4.
_< < / < '
Ш
ШМш
-100 им
Гликопротеин Эпитропный жидкокристаллический слой
гликопротеиноных молекул
Рис. 28. Модель граничного трения суставных хрящей
с использованием ЭЖК-слоя гликопротеиновых молекул
Кидать преимущества смазочных слоев катионовых поверхностно-ак-
^вных веществ над анионовыми при трении хряшей. В настоящее время
Наружена жидкокристаллическая организация многих жидкостей и тка-
и живых существ и показана основополагающая роль этого состояния
иоинтерфейсах. Что касается роли жидкокристаллического состояния
362 Глава 9. Нанотрибология
в биологических трибосистемах, то она, несомненно, далеко не
исчерпывается теми данными, которыми мы в настоящее время оперируем.
В ряде случаев роль формирования именно жидкокристаллической
фазы некоторыми биоорганическими молекулами просто не понятна (на-
пример, формирование лиотроиной жидкокристаллической фазы
нуклеиновыми кислотами) [92|. Даже роль фазового состояния биологических
мембран, которые в последнее время изучаются особенно интенсивно
ясна далеко не полностью. В частности, не выяснено значение
жидкокристаллического состояния липидного компонента мембран в передаче
биологической информации, в гуморальной регуляции ферментативной
активности. Словом, «белых пятен» пока еще значительно больше, чем
решенных проблем. Дальнейшее углубление знаний о роли лиотропного
мезоморфизма не только дает новые теоретические представления о
жидких кристаллах, но поможет объяснить многие физиологические
процессы, происходящие в биологических системах, что в свою очередь будет
способствовать созданию новых подходов к лечению и предотвращению
патологических состояний.
Список литературы
1. NeubauerG., Cohen S. R.. McClelland G. M.. Home D., Mare С М. Force microscopy
with a bi-directional capacitance sensor// Review of Scientific Instruments. 1990.
Vol.61. Issue 9. P. 2296-2308.
2. Левченко В. А., Буяновский И. А., Матвеенко В. Н. Этапы развития нанотри-
бологии // Проблемы машиностроения и надежности машин. 2005. № 2.
С. 36-45.
3. Israelacshvili J.N., Tabor D. // Nature. 1973. 241. P. 148-149.
4. Israelacshvili J. N. The film studies using multiple-beam interferometry // J. Coll.
Interface Sci.. Vol.44 №2, 1973. R 259-262.
5. Israelacshvili J. N. Measurement of forces of two mica surfaces in aqueos electrolyte
in the range 0-100 nm // J. Chem Soc. Faraday Transact. 1978. Vol. 74. № 10.
P. 975-1001.
6. Horn R. G., Israelachvili J. N. // Chem. fhys. Lett. 1980. Vol. 71. № 2. P. 192-194:
J.Chem. Phys. 1981. Vol.75. №3. P. 1400-1411.
7. Christenson H. K., Horn Я. G, Israelachvili J. N J. // Colloid and Interface Sci.
1982. Vol.88. №1. P. 79-88.
8. Levchenko V.A. // Inter. Conf. on Lubricants and Bitumens. Pleven, 1987. P. 51-.^-
9. Georges J-M., Tonck A., Mazuyer D. Interfacial Friction of Wetted Monolayers /,
Wear. 1994. 175. P. 59-62.
10. BiningG, Rohrer H.. GerberCh., Weibel £.7x7 Reconstruction on Si (111)
Resolved in Real Space // Phys. Rev. Lett. 1983. Vol.50. №2. P. 120-123.
11. Bimng G, Quale С /•'., Gerber С // Phys. Rev. Lett. 1986. 56. R 930.
12. Pohl D. W., Denk W.. Lanz M. Optical spectroscopy: image recording with resoU1'
tion A/20//Appl. Phys. Lett. 1984. Vol.44. P. 651-653.
Список литературы 363
13 Миронов В. Осмоны сканирующем фондовой микроскопии. М: Техносфера.
2004. С. 143.
14. Mate С. М. et al. // Phys. Rev. Lett. 1987. 59. P. 1942.
15. Суслов А. А.. Чижик С. А. Материалы, технологии, инструменты. 1997. 2. С. 78.
16. Linnemann R. eta/. //J. Vac. Sci. Techhnol. B. 1996. 14. P. 856.
17. Ogletree D. F. Carpick R. W.. Salmemn M. // Rev. Sci. Instrum. 1996. 67. P. 3298.
lg. Martin K, Wickramashinghe H. K. Magnetic imaging by "force microscopy" with
1000A resolution // Appl. Phys. Lett. 1987. Vol.50. №20. P. 1455-1457.
19. Bhushan В.. Blacman G. S. Atomic force microscopy of magnetic rigid disks and
sliders and its applications to tribology //ASM E. 1991. 113. P.452-458.
20. Bhushan В.. Koinkar V. N. Tribological studies of silicon for magnetic recording
applications//J. Appl. Phys. 1994. 75. P. 5741-5746.
21. Koinkar V. /V., Bhushan B. Mikrotribological properties of hard amorphous carbon
protective coatings for thin-film magnetic disks and heads // J. of Engineering
Tribology. 1997. Vol.211. №J4. P. 365-372.
22. Blackman G.S., Mate С M. and Philpott M. R. Atomic Force Microscope Studies of
Lubricant Films on Solid Surface // Vacuum. 1990. 41. P. 1283-1286.
23. Bumham N.A.. Domiguez D. £>., Mowery R. L. and Colton R.J. Probing the Surface
Forces of Monolayer Films with an Atomic Force Microscope // Phys. Rev. Lett.
1990. 64. P. 1931-1934.
24. Ducker W. A., Senden T. J., Pashley R. M. Measurement of Forces in Liquids Using
a Force Microscope // Langmuir 1992. 8. P. 1831-1836.
25. Hoh J. H., Hansma P. K. Atomic Force Microscopy for High Resolution Imaging in
Cell Biology//Trends in Cell Biology. 1992. 2. P. 208-213.
26. Salmeron M.. Folch A.. NeubaucrG., Tomitori M.. Ogletree D. F., Kolbe W.
Nanometer Scale Mechanical Properties of Au (111) Thin Films // Langmuir. S. 1992.
P. 2832-2842.
27. Frisbie С /)., Rozsnyai L. F., Nov A., Brighton M. S. and Lieber С. М. Functional
Group Imaging by Chemical Force Microscopy// Science. 1994. 265. P. 2071-2074.
28. Tsukruk V. K, Bliznyuk V. N., Hazel J., Vis.ser D. Organic Molecular Films
under Shear Forces: Fluid and Solid Langmuir Monolayers. Langmuir. 1996. 12.
P. 4840-4849.
29. Bliznyuk V. /V., Everson M. P., Tsukruk V. V. Nanotribological Properties of Organic
Boundary Lubricants: Langmuir Films Versus Self-Assembled Monolayers //
Journal of Tribology. 1998. Vol. 120. P. 489-495.
30- Majumdar A.. Carrejo J. P. and Lai J. Thermal Imaging Using the Atomic Force
Microscope//Appl. Phys. Lett. 1993. 62. P. 2501-2503.
31- Stopka M., Hadjiiski L., Oestcrschulze E. and Kassing R. Surface Investigations by
Scanning Thermal Microscopy//Vac. Sci. Technol. 1995. В13. P. 2153-2156.
32- Gould S.A. C. Drake В., Prater С В., Weisenhorn A. L.. Manne S., Hansma H. G.,
Hansma P. K. et al. From Atoms to Integrated Circuit Chips. Blood Cells, and
Bacteria With the Atomic Force Microscope // Vac. Sci. Technol. 1990. A8. P. 369-373.
3- Haberle W.. Horber J. K. H., Ohnesorge F, Smith D. P. E. and Binnig G. In Situ
•nvestigations of Single Living Cells Infected by Viruses // Ultramicroscopy. 1992.
42-44. P. 1161-1167.
364 Глава 9. Нанотрибология
34. Prater С. В.. Wilson M. R.. Garnaes J.. Massie J., Elites V. В. and Hansma P, к
Atomic Force Microscopy of Biological Samples at Low Temperature // J. Vac. Sci
Technol. 1991. B9. P. 989-991.
35. Levchenko V.A., Matveenko V. N., Guseva M. V., Babaev V.G Self assembling of
monolayers of albumen's on the surface of carbon-films // European Conference
Thin Organised Films (ECOF 7), 14-18 September, 1998, Potsdam. Germany.
36. Taylor L., Camenzind H., Spikes H.A. Film-forming properties of zinc-based and
ashless additives // SAE Techn. Paper 2000-01-2030. Presented at SAE/CEC Fuels
& Meeting. Paris, June 2000.
37. Pidduck A. J., Smith G.C. Scanning probe microscopy of automotive anti-wear
films // Wear. 1997. 212. P. 254-264.
38. Graham J. F., McCague C. and Norton P. R. Topography and nanomechanical
properties of tribochemical (ilms derived from zinc dialkil and diary! dithiphosphates //
Tribology Letters. 1999. 6. P. 149-157.
39. Tomlinson G A. A molecular theory of friction // Phil. mag. series. 1929. №7.
P. 905-939.
40. Zworner O., Holscher H., Schwarz U. D., Wiesendanger R. 11 Appl. Phys. 1998. A 66.
P. 8263.
41. McClelland G. M., Glosli J. N. Fundamentals of Friction: Macroscopic and
Microscopic Processes / Eds. I. L. Singer, H. M. Pollock. Dordrecht: Kluwer, 1992. P. 405.
42. Gyalog Т., Thomas H. // Europhys. Lett. 1997. 37. P. 195.
43. Landman U., Luedtke W. D., Riharsky. Micromechanics and microdynamics via
atomistic simulations // J. Vac. Sci. Technol. 1989. A 7. P. 2829.
44. Luedtke W. D., Landman U. // Comput. Mater. Sci. 1992. 1. P 1.
45. Buldum A., Ciraci S. // Phys. Rev. B. 1998. 57. P. 2468.
46. Покропивный В. В., Скороход В. В.. Покропивныи А. В. // Трение и износ. 1996.
17. С. 1996.
47. Pokropivny V. К, Skorohod V. К, Pokropivny А. V. // Modelling Simul. Mater. Sci.
Eng. 5, 1997. P. 579.
48. Perez R.. Payne M.C. // Phys. Rev. Lett. 1995. 75. P. 4748.
49. Nelson J.S., Dodson B. W., Taylor R. A. // Phys. Rev. 1992. В 45. P. 4439.
50. Sutton A. P., Todorov T. N. J. // Phys. Chem. Solids. 1994. 55. P. 1169.
51. Levchenko V.A., MankoA. A. and Matveenko V. N. Computer modeling and langevin
dynamics simulations of epitropic liquid crystal molecules of lubricant on different
surfaces // Proceeding of the 11th Conference of the European Colloid and
Interface Society, Lunteren, The Netherlands September 14-19. 1997. P. 111-117.
52. Petrov A.G., Seleznev S.A.. Derzhanski A. //Acta Phys. Polym. 1979. 55. P. 385.
53. Landman U. Quantum and classical simulations of clusters, nanostructural
manipulations and nanotribology // Nature. 2005. P. 387.
54. Hertz H. R. Uber die Beruhrung fester elastischer Korper // Journal fur die rein1-'
und angewandte Mathematik. 1882. №92. P. 156-171.
55. Ландау Л.. Лифшиц M. Теория упругости // M.: Наука, 1л. ред. фи'з.-мат.лШ"-
1987. 248 с.
56. Musi! J., Zeman //.. Кипе F., VlcvekJ. Measurement of hardness of superhard filrllS
by microindentation // Mater. Sci. Eng. A. 00. 2002. P. 1-5.
Список литературы 365
57. Зо.ютаревский В. С. Механические свойства металлов. М: МИСиС. 1998.
400 с.
<g. Berkovich Е. S. Three-faceted diamond pyramid tor micro-hardness testing // Indus.
Diamond Rev. 1951. 11. I'. 129-132.
59. TepHoecKiiU А. П., Алехин В. П., Шоршоров М. X., Хрущов М. М.. Скворцов В. Н. //
Завод. Лаб. 1973. №39. С. 1242.
50. Bangert //., Wagendristel A.. Aschinger И. Ultramicrohardness tester tor use in a
scanning electron microscope // Colloid and Polymer Sci. 19X1. 259. P. 238-240.
gl. Wierenga P. E. and Franken A.J. Liltramicroindentation apparatus for the
mechanical characterization of thin films // J.Appl. Phys. 1984. 55 (12). P. 4244-4247.
52. Pulker H. K. and Salzmann K. Micro-ultramicro hardness measurements with
insulating films // SPIE Thin Film Technologies. 1986. 652. P. 139-144.
63. Oliver W. C. Pharr G. M. An improved technique for determining hardness and
elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments //
J. Mater. Res. 1992. №7. P. 1564-1583.
64. Unsworth A. Tribology of Human and Artificial Joints // Proceedings of the
Institution of Mechanical Engineers. 1991. Vol.205. P. 163-172.
65. Mow КС, Ateshian G. A. and Spilker R. L. Biomechanics of Diarthroidal Joints:
A Review of Twenty Years of Progress // Transactions of the ASME. 1993. Vol. 115.
P. 460-467.
66. Scherge M. and Gorb S. Biological micro- and nanotribology // NanoScience and
Technology. Berlin; Heidelberg: Springer-Verlag, 2001. P. 320.
67. Stachowiak G. W., Batchelor A. W. and Griffiths L.J. Friction and Wear Changes in
Synovial Joints // Wear. 1994. Vol. 171. P. 135-142.
68. Ермаков С.Ф. Биомеханика синовиальной среды суставов. 1: Современные
концепции трения изнашивания и смазки суставов // Трение и износ. 1993.
Т. 14. №6. С. 1092-1110.
69. Ермаков С. Ф.. Родненков В. Г.. Бе.юенко Е.Д., Купчинов Б. И. Жидкие
кристаллы в физике и медицине. Минск: Асар; М.: Черо. 2002. С. 412.
70. Brand R. A. Joint lubrication. Ch. 13. The Scientific basis of orthopedics. 2-nd ed.
1987. P. 373-386.
71. Virohow R. //Archiv pathol. Anat. Physiol, klin. Med. 1854. Bd.6. S. 562-571.
72. Mettenheimer С // Corr. Blatt der Vereins fur gem. Arbeita fr, der Wissensoh.
Heilkunde, 1857. J 24. S. 331.
73. Valentin G Die Untereuohung der Pflanaenund der Thiergewebe In polarisierten
Liohte. Leipzig. 1861. S. 312.
'4. Walker P. S., Dawson D., Longfield M. D. et al. Boosted lubrication in synovial joint
by fluid entrapment and enrichment//Ann. Rheum. Dis. 1968. Vol.27. P. 512-520.
•)- Dintenfass L. lubrication in synovial joints: a theoretical analysis // J. Bone Joint
Surg. 1963. Vol.45A. P. 1241.
• Tanner R. I. An alternative mechanism for the lubrication of synovial joints // Phys.
Med. Biol. 1966. Vol. 11. P. 119.
• MarneU P., White R. K. Quantitative analysis of joint lubrication // Wear. 1980.
Vol.61.P203.
• CfiarnleyJ. How our joints are lubricate // Triangle. 1960. Vol.4. P. 175.
366
Глава 9. Нанотрибология
79. Barnett С. //., Davies D. К, McConail М.А. Synovial joints. London, 1968. P. 304.
80. Unsworth A., Dowson D., Wright V. The frictional behaviour of human synovial
joints. I. Natural joints // Trans ASME. Ser F. 1975. 97. P. 369-376.
81. McCutchen С W. Boundary lubrication by synovial fluid: demonstration and possible
osmotic explanation // Federat. Proc. Lubric. Biomech. 1966. Vol. 25. P. 1061-1068.
82. Mow V.C., Holmes M. H., Lai W. M. Fluid transport and mechanical properties of
articular cartilage: a review//J. Biomech. 1984. 17. P. 377-394.
83. Weiss C, Rosenberg L., Helfet A. J. An ultrastructural study of normal young adult
human articular cartilage//J. Bone Joint Surg. 1968. Vol.50A. P. 663.
84. Walker P.S., Sikorski J., Dowson D., Longfield M. D., Wright V. Features of the
synovial fluid film in human joint lubrication // Nature. 1970. Vol. 225. № 5236.
P. 956-957.
85. Linn F. С Lubrication of animal joints// J. Rone Joint Surg. 1967.49. P. 1079-1098.
86. Прохорова Т. А. Влияние нормального давления и температуры на
фрикционные свойства суставных хрящей. Деп. В ВИНИТИ 13.02.86. № 10806. 15 с.
87. Павлова М. Н., Куманин Б. И. Ультраструктура трущихся поверхностей в
суставе // Архив анатомии, гистологии, и эмбриологии. 1983. № 8. С. 38-42
88. Chikama H. The role of the protein and the hualoronic acid in the sinovial fluid in
animal joint lubrication //J.Jpn. Orthop. Ass. 1985. Vol.59. №5. P. 559-572.
89. Davis W.H.J., Lee S. L., Sokoloff L. A. A proposed model of boundary lubrication
by sinovial fluid: Structuring of boundary water // Trans. ASME. J. Biomech. Eng.
1979. Vol.101. №3. P. 185-192.
90. Swann D.A., Hendren R. R., Radin E. L. et al. The lubricating activity of synovial
fluid glycoproteins//Arthritis Rheum. 1981. 24. P. 22-30.
91. Levchenko V.A., Matveenko V. N., Yaminski I. K, Kiselyova. Surface modification of
carbon-films by self assembling monolayers of albumens // Proceedings Evropean
Research Conferences: "Fundamental Aspects of Surface Science", 3-8 September
1999. P. 111-121.
92. Усольцева Н. В., Акопова О. Б., Быкова В. В., Смирнова А. И., ПикинС.А. Жидкие
кристаллы: Дискотические мезогены / Под ред. Н. В. Усольцевой. Иваново:
ИвГУ, 2004. С. 545.
Глава 10
Методы и средства
триботехнических испытаний
В предлагаемом разделе практически не затрагивается опыт
создания уникальных (то есть выпущенных в одном-двух экземплярах) машин
трения, также как и построенных позднее триботехнических комплексов.
Только машины, превосходящие остальные по уровню и качеству
получаемой в результате испытаний информации, удостаивались серийного
выпуска. Поэтому ниже будут рассмотрены только основные серийные
машины трения.
10.1. Создание первых серийных машин (1900-1925)
Конец XIX и начало XX в. для России характеризуются бурным
развитием капитализма. Капитал вкладывается в горно-сырьевую отрасль, где
наряду с высокой долей ручного труда появляются первые машины. Это,
прежде всего, транспорт — для вертикального и горизонтального
перемещения добытого сырья (угля, руды, соли). Даже при ручной или конной
тяге в каждой вагонетке есть подшипники скольжения. Металлические
подшипники стоили сравнительно дорого. Поэтому традиционным
материалом для вкладышей оставалось дерево. На железной дороге в качестве
локомотива применялись паровозы, достаточно надежные машины, в
которых использовались самые прогрессивные материалы. И, конечно, в их
числе были подшипники скольжения с металлическими (баббитовыми)
вкладышами. Баббит дороже дерева или чугуна. Поэтому всегда являлась
актуальной задача подбора оптимальных пар трения для заданных условий
эксплуатации. Оптимальными были те, у которых фрикционно-износные
характеристики были лучшими по сравнению с более дорогими парами
■""Рения.
Над решением такой задачи трудились специалисты, которые о сво-
Достижениях докладывали на заседаниях и публиковались в «Трудах
Льсовой комиссии МПС»; в «Трудах комиссии по антифрикционным
•лавам», входившей в состав центральной станции по испытанию мате-
элов; в «Вестнике сибирских инженеров» и др. Специалисты большей
Ть,о являлись представителями вузовской или академической науки,
368 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
хорошо знакомыми с международными достижениями в области
материаловедения, включая испытания материалов.
Эксплуатационные испытания трибосопряжений транспортных средств
без предварительного лабораторного эксперимента имели следующие
существенные недостатки:
— опасность неожиданных отказов, которые могли привести к
серьезным авариям;
— отсутствие возможностей в процессе эксплуатации регистрировать
непрерывно изменение фрикнионно-износных характеристик пол
влиянием переменных параметров нагружения. В итоге результаты таких
испытаний не всегда были сопоставимы.
С целью получения сопоставимых результатов предварительно
проводились лабораторные испытания на специально созданных трибометрах,
оснащенных прогрессивными для того времени измерительными
системами. Обычно замерялся износ и затраты энергии в процессе трения.
Инфраструктуру представляли приборы для измерения твердости рабочих
поверхностей элементов пары трения. Применялся металлографический
анализ.
Так, профессор А. Л. Бабошин еще в 1900-х гг. поставил опыты по
испытанию рельсовой стали на износ от истирания образца с шаровой
пяткой по вращающемуся агатовому кругу. Он также изучал вопросы износа
металлов с металлографической точки зрения, в особенности
применительно к рельсам, бандажам и осям подвижного состава.
Интересно, что не было обращено внимания на природу контртела.
Потребовалось почти полвека, чтобы на это обратили пристальное
внимание. В начале века преобладали взгляды на износ, как результат чисто
механического взаимодействия неровностей. В частности, рабочей гипотезой
считалась следующая: износ — это результат резания. По сопротивлению
материала резанию (а впоследствии микрорезанию) можно
классифицировать материалы узлов машин, строя ряды износостойкости. Поэтому
из XIX в. в XX в. перешла машина с врезанием диска в материал, схема
которой показана на рис. 1 (машина Boilone, США). Немного позже была
создана машина А. П.Малышева (рис.2), где износ реализовывался
посредством абразивных зерен, насыпанных в чашу.
В то же время считалось необходимым и достаточным условием
получения надежных, близких к эксплуатации машин результатов сохранение
на образцах тех же удельных нагрузок и скоростей, которые имеют ме"
сто в натурном узле трения. Последний по макрогеометрии, то есть форме
и размерам элементов пары трения, должен быть близок к натурному узлУ-
Допускалось реализовывать геометрическое подобие, несколько уменьшай
размеры лабораторных образцов по сравнению с натурным узлом трения-
На этом принципе была построена машина Бабошина—Соловьева со сфе'
рическими пятками (Россия) и машина Мартенса (рис.3 и 4). Последняя
10.1. Создание первых серийных машин (1900-1925) 369
Рис.1- Схема машины
с врезанием диска в
исследуемый материал
ТГ
ТГ
и
i
Рис.2. Испытания двух
пальчиковых образцов в
чаше, наполненной
абразивом
А
Рис. 3. Схема
скольжения пальчикового
образца по «свежему следу» —
плоской спирали на
поверхности контртела
Рис. 4. Три
пальчиковых образца
контактируют по образующей
контртела (диска)
ш
р
Рис. 5. Схема
испытания пары трения
скольжения (по Амслеру)
Рис. 6. Схема
испытания пары трения
качения (по Амслеру)
имитировала трение в буксах (подшипниках скольжения) подвижного
состава железных дорог. Пожалуй, наибольшим достижением можно считать
выпуск в I922 г. на рынок швейцарской фирмой Амслера двухсхемной
испытательной машины. Она была сконструирована для решения мате-
Риаловедческих задач при имитации работы колеса и рельса, тормозной
колодки и колеса. Ролики, имитирующие колесо и рельс, реализуют
качение с заданным проскальзыванием (рис.5). В это же время появились
ПеРвые машины для изучения трения качения применительно к подшип-
никам (рис.6).
Реализация на первых серийных машинах трения начала XX века
с*ем контактирования образцов. Выработались первоначальные обшие
пРинципы конструктивного оформления испытательных машин для изу-
ения трения и износа. Машины состояли из рабочего узла, макрогео-
370 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
метрии которого обычно была подобна макрогеометрии того или иного
трибосопряжения реальной машины; нагружающего устройства; привода
и измерительных систем. По схеме контактирования образцов в
рабочем узле они подразделялись на следующие группы по классификации
А. К. Зайцева:
1. Дисковые машины, пальчиковый образец у которых выполнен в пиле
цилиндра с опорой либо в виде сферы, либо в виде кольца (А.Л. Ьн-
бошин).
2. Машины, у которых рабочий узел в виде буксы или в виде цилиндра,
контактирующего с тормозной колодкой (Н. П. Петров).
3. Машины с рабочим узлом в виде конструктивной пары вал — втулка.
4. дМашины с врезанием тонкодо диска в призматический образец или
в цилиндр. Такую машину иногда называют машиной Шпинделя.
5. Машины с трением качения (А.К.Зайцев) и ставшая классической
машина Амслера.
6. Машины возвратно-поступательного движения.
7. Машины с подачей абразива на контакт (А. П. Малышев).
8. Машины на базе металлорежущих станков.
Нагружение осуществлялось либо при помоши гирь, либо при
помощи калиброванных пружин. Регистрация выполнялась также посредством
специального измерительного механического прибора, который выдавал
регистрирующую интегральную диаграмму момента трения или работы
трения. Тогда еще не была известна самоустановка образцов, т.е.
вынутые для взвешивания образны не попадали в свое прежнее положение,
и это изменение их положения влияло на результат по определению
износостойкости. Очень много времени требовалось для приработки пары
трения.
Наконец, инфраструктура триботехнических испытаний была еше
очень слабо развита. Применялись оптические микроскопы, шлифы для
которых готовились почти без механизации, и твердомеры. Последние
использовались для интегральной вспомогательной опенки механических
свойств металла и выявления связи их с фрикиионно-износными
характеристиками. Основным способом опенки механических свойств
материалов элементов пары трения являлись испытания на растяжение при
помощи разрывных машин.
Применялись также склерометры, по показаниям которых по
критерию твердости прогнозировались ряды износостойкости материалов,
предназначенных для работы в условиях абразивного износа.
Наряду с машинами трения в лабораториях создавались и широко
использовались стенды для натурных испытаний двигателей, тормозов-
агрегатов гидравлических систем и т.д.
10.1. Создание первых серийных машин (1900-1925) 371
Например, испытания двигателя электрическою или внутреннего
сгорания производилось обычно для различных целей, связанных с оценкой
эффективности конструктивных и технологических решений, и всегда
для оценки энергетических потерь. При всех видах испытаний в состав
стенда включалась тормозная установка, оборудованная измерительными
системами, при помоши которой поглошалась и замерялась мощность,
развиваемая двигателем. Преимущественным и почти исключительным
оборудованием для торможения автомобильного двигателя в
американских лабораториях являлась балансирная динамо-машина. В этом случае
самый двигатель устанавливается жестко на специальной станине,
корпус же тормозной динамо-мадиины устанавливается на
шарикоподшипниках, что дает возможность по реакции ее корпуса определять крутящий
момент двигателя.
Для замера того усилия, с которым корпус динамо-машины
стремится повернуться, или, другими словами, для замера крутящего момента
двигателя в передачу усилия от корпуса динамо-машины к весам вводится
специальный шарниртшй прямоугольник. Этот шарнирный
прямоугольник служит для того, чтобы иметь возможность при помощи одних и тех же
весов замерять окружное усилие, имеющееся на корпусе электрической
машины, вне зависимости оттого, работает ли последняя как
электромотор или как динамо-машина.
Итак, в первой четверти XX в. в связи с запросами
машиностроения, для которого требовалось создание надежной продукции, особенно
транспортного или военного назначения, была осознана необходимость
оборудования лабораторий машинами трения. Некоторые схемы
оказались удачными и используются до сих пор.
Однако, из-за недостаточного развития теории трения, износа и
смазки машин, а также измерительных систем, методы испытаний были весьма
примитивны. Измерительные системы выдавали только приблизительную
информацию без учета погрешностей. Инфраструктура испытаний
также была развита недостаточно. Однако, наметилось основное
направление развития триботехнических испытаний — максимальное приближение
по виду контактирования, режимам нагружения, сочетаниям материалов
(включая смазочные) к условиям работы интересующего исследователя
Узла машины (пары колесо — рельс, подшипники качения и скольжения,
передачи, тормоза).
К сожалению, испытания на трение, в отличие от испытаний на
прочесть, рассматривались как нечто вспомогательное, не заслуживающее
нимания для подробного рассмотрения в специальных монографиях.
Отдельные доклады и статьи, посвященные в основном описанию конструк-
"И машин и результатам испытаний, появлялись в отечественной перио-
"Ческой печати, а иногда авторы направляли их в зарубежные журналы.
372 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
10.2. Триботехнические испытания получают
международное признание (1926-1950)
Положение изменилось в течение второго рассматриваемого
периода. Для него было характерно восстановление машиностроения России
в начале периола после Первой мировой и Гражданской войн, которые
показали, что без современной технической базы невозможно решение задач
обороноспособности СССР. Благодаря индустриализации нашей страны
была создана такая база и именно в этот период.
Для создания оборонных машиностроительных отраслей (танковой,
артиллерийской, авиационной, судостроительной, боеприпасов и др.)
требовались технические решения, которые бы обеспечивали независимость
СССР от иностранных партнеров. Пришлось заново создавать
предприятия, на которых реализовывалась не только сборка, но и изготовление
всех узлов и деталей машин и, конечно, контроль их качества. При этом
приглашались зарубежные специалисты, которые, хорошо ориентируясь
в достижениях западных фирм, рекомендовали необходимое
оборудование и в том числе испытательное.
В результате перед Великой Отечественной войной
машиностроение располагало вполне современной технической базой, включая
испытательные машины. Машины трения зарубежного производства также
как созданные с учетом мирового опыта отечественными конструкторами
и технологами, смогли обеспечивать потребности транспортных и
оборонных отраслей промышленности. Получила развитие испытательная
техника в сельскохозяйственном, текстильном, строительно-дорожном, горном
машиностроении, станкостроении и др. В ВУЗах появились лаборатории
по исследованию трения и износа.
Наконец, в 1939 г. в системе Академии наук был создан Институт
машиноведения (И МАШ), одним из основных направлений исследований
в котором было записано трение и износ. И МАШ постепенно стал и до сих
пор остается лидером в развитии этого научного направления.
В исследовательских лабораториях использовали в то время
следующие серийные машины трения, выпускаемые за рубежом:
— Амслера (Швейцария), на которых подбирались пары для трения
качения, качения с проскальзыванием (т.е. для опор качения; зубчатых
передач и вариаторов), для опор скольжения и фрикционные
материалы для тормозных колодок.
— Н. Саввина (Чехословакия) для построения рядов износостойкости —
с врезанием диска из сверхтвердого сплава в испытуемый образен-
Она использовалась с целью изучения проблем металлообработки.
— М. Шпинделя (завод MAN, Германия) для испытания материале'
на износ по методу врезания в образец беззубого круглого диска.
10.2. Международное признание
373
_ М. Шпарна (Германия) для испытания баббитов в форме
пальчикового образца, контактирующего по образующей вращающегося диска
при наличии смазки.
Следует отметить, что в рабочем узле этих машин реализовывалось
небольшое значение коэффициента взаимного перекрытия, вследствие
чего испытания не давали информации о поведении материалов в тяже-
лонагружеиных узлах трения.
На оборонных предприятиях создавались оригинальные
конструкции машин, о которых инженерная общественность получала
информацию через журнал «Заводская лаборатория», начавший выходить с 1931 г.,
и регулярно выпускаемый до сих пор. Например, на агрегатном заводе
«Рубин», который обеспечивал создание гидравлических, пневматических
и фрикционных агрегатов для авиационной техники разрабатывалось
оригинальное оборудование для испытания узлов трения. Этими работами
руководили опытные инженеры Г. Е. Чупилко, М.И.Жидков, К. И. Пу-
риков, С. С. Коконин. Периодически появлялись доклады, статьи, реже
монографии, где рассматривались результаты таких работ. Так, в 1947 г.
была создана очень простая по конструкции машина трения И47-К54.
В отличие от выше упоминавшихся серийных машин в ней реализовывал-
ся контакт торцами двух кольцевых образцов, обеспечивая коэффициент
взаимного перекрытия, равный единице. Благодаря этому решалась
проблема сохранения модальных значений тепловых полей. Это очень важно
для тяжелонагруженных фрикционных умов. Серия этих машин до сих
пор находится в эксплуатации. Следует отметить, что эти машины были
созданы при участии Института машиноведения (профессор И. В. Кра-
гельский), который обеспечивал четкую постановку задачи.
В 1940 г. состоялась Всесоюзная конференция по трению и износу,
организованная отделением технических наук АН СССР, которая обобщила
накопленный опыт по решению этих задач. В 1937 г. в Лондоне
состоялся второй Международный конгресс по испытанию материалов, где ряд
Докладов был посвяшен методам и средствам для испытаний на трение
и износ.
В эти годы профессор М. М.Хрушов на страницах журнала «Заводская
лаборатория» организовал дискуссию по проблеме исследования износа
U937), в результате которой были четко определены пути развития машин
Для испытаний на трение и износ подшипниковых сплавов и для изучения
а"Разивного износа.
Испытания на изнашивание рекомендовалось проводить для
уверенно применения полученных результатов в практических целях. Для них
ьщо предложено производить испытания, различающиеся по признакам
•"ьщего или меньшего отдаления условий испытания от действительных
л°вий службы материала детали на машине. С этой точки зрения были
374 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
намечены следующие испытания, в результате которых получаются
данные для суждения об износостойкости.
1. Действительная эксплуатация машин (данные эксплуатационных
наблюдений).
2. Специальные испытания машин, копирующие условия эксплуатации.
3. Специальные испытания машины в работе с заданным режимом
нагрузки.
4. Испытания образцов материалов на изнашивание на лабораторной
испытательной машине в условиях, имитирующих условия
эксплуатации.
5. Испытания образцов материала на изнашивание в заданных условиях
с преобладанием одного или нескольких определенных факторов,
определяющих долговечность трибосопряжения.
Одновременно была поставлена задача отыскания критериев
соответствия вида изнашивания образца на лабораторной машине и детали в
условиях эксплуатации. Следует обратить внимание, что в этот период в
машинах применялись сравнительно с последующими периодами развития
невысокие частоты вращения и нагрузки. Не было наблюдений за
влиянием на результаты испытаний масштабного фактора, не было потребности
организовывать ускоренные испытания с использованием лабораторных
машин. Все это появилось позднее в 1950-75 гг. Пока же внимание
исследователей было обращено еше на один важный класс практических задач,
который с учетом перечисленных выше методических подходов можно
было решать в лабораторных условиях.
Практика требовала в кратчайшее время повысить износостойкость
лемехов плугов и работающих в условиях абразивного износа деталей
тракторов. Абразивный износ лимитировал также развитие ведущих
отраслей экономики, таких как металлургия (износ горного и
обогатительного оборудования; загрузочных устройств доменных печей) и нефтяная
промышленность (износ оборудования скважин и насосов). Для
решения задач этих отраслей в Институте машиноведения была разработана,
а затем серийно выпускалась машина Х4-Б (конструкция М.М.Хрушо-
ва). На плоской стороне вращающегося металлического диска 2 (рис.7)
закреплялась абразивная шкурка 1. Цилиндрический образец 4,
помещенный в державку и находящийся под нагрузкой 3, терся своим торном
о шкурку и перемешался в радиальном направлении при вращении
диска. Траектория движения представляла собой спираль Архимеда. Износ
определялся по уменьшению линейного размера или массы. Результаты
испытаний выражались относительной износостойкостью, равной
отношению износа эталона к износу испытываемого материала за равные путч
трения в одинаковых условиях испытания.
10.2. Международное признание 375
Рис.7. Машина Х4-Б
В испытательных установках того времени, момент сил трения
замерялся и регистрировался в основном при помощи достаточно сложных
механических приборов с вторичной регистрирующей аппаратурой.
Например, нашла применение следующая схема — гидравлическая мессдоза,
преобразовывавшая изменения силы (тангенциальной нагрузки) в
давление в замкнутой системе. Под влиянием этого давления при помощи
трубки Бурдона (основного рабочего элемента манометров)
пропорционально давлению реализовывалось выпрямление (перемещение) трубки,
<$'.
связанной с перьями самопишу- , j
шего (регистрирующего) прибора
(рис.8). Каждое представляло
собой капилляр, по которому
чернила подавались на поверхность
бумаги. В самом конце этого
периода впервые в Институте
машиноведения, были применены
Методы тензометрии (профессор
"• И. Пригоровский). Эти методы
Позволили широко использовать
тензодинамометрические динамо-
Метры.
Опыт применения такого рода приборов для измерения
механических величин электрическими методами был описан в вышедшей в свет
'951 г. книге А. М.Туричина «Электрические измерения неэлектриче-
^их величин», выдержавшей несколько изданий и затем неоднократно
еРеиздававшейся с соавторами — сотрудниками. Этот коллектив в даль-
Рис. 8. Схема регистрации момента
трения манометрическим самописцем: 1 —
мессдоза; 2 —компенсатор; 3 —манометр;
4 — трубка Бурдона; 5 — перо самописца
376 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
нейшем уделял большое внимание исследованию причин и аналитической
оценке погрешности измерений различными методами и приборами.
Наконец, при испытаниях на гренис и износ использовались
термопары для опенки теплодзого режима узла трения. Однако, методы оценки
влияния инерционности этих приборов на результаты измерения
температуры появились позднее, о чем мы расскажем ниже.
С именами сотрудников И МАШ Г.. С. Беркодвича, П.Е.Дьяченко и
М. М. Хрушодза связано создание имевшего дзедушее значение в
инфраструктуре испытаний семейства приборов и метода для замера микротдзер-
дости на поверхностях элементов пары трения. Это поздзолило в
дальнейшем перейти к обоснованной интерпретации природы контактирования
твердых тел.
Основным итогом этого периода, второго этапа развития
триботехнических испытаний, является признание всеми инстанциями и научным
миром необходимости проведения испытаний, развития и обоснования
методов испытания, проведения специальных трибологических
исследований. В научно-практических публикациях появляются описания новых
установок. Однако систематическое серийное производстдзо таких машин
пока не организовано. Отдельные небольшие серии машин выпускаются,
как правило, при участии Института машиноведения АН СССР.
10.3. Создание современных машин для
триботехнических испытаний. Методология.
Инфраструктура испытаний (1951-1975)
Период характеризуется послевоенным восстановлением народного
хозяйства, интенсивным развитием традиционных отраслей и
машиностроения, появлением новых, без которых невозможно представить
технический прогресс в XX в.:
— авиационная промышленность, обеспечившая пассажирские и
грузопассажирские перевозки реактивными высоконадежными самолетами;
— космическое машиностроение, разрабатывавшее аппараты для работы
в условиях высокого вакуума, дде защитные окисные пленки не
создаются автоматически в процессе фрикционного взаимодействия:
— химическое машиностроение, одной из задач которого было создашь
и продзерка работоспособности неметаллических композиций,
значительно более легких, чем металлические, что особенно важно Д-пЯ
транспортных машин;
— энергетическое машиностроение, обеспечивающее электростанции-
включая атомные, износостойким оборудованием и т. п.
10.3. Создание машин для триботехнических испытаний 377
Каждое из этих направлений старалось создавать свое оригинальное
испытательное оборудование. Однако, не всегда эти задачи решались с
глубоким знанием особенностей трения, износа и смазки машин. В результате
при испытаниях одних и тех же материалов на различных машинах трения
поЛучались несопоставимые результаты.
Этому способствовала разобщенность специалистов, трудившихся в
различных отраслях техники. Такую разобщенность были призваны, хотя
бы частично, ликвидировать регулярные конференции, семинары,
коллоквиумы, проводившиеся вначале по инициативе Академии наук (ИМАШ),
а затем и Союза научно-общественных организаций, объединявших
специалистов различных отраслей экономики и вузов.
В системе Академии наук в середине этого периода был создан
Научный Совет по трению и смазкам, возглавлявшийся академиком А. Ю. Иш-
линским В работе принимали также участие Академии наук союзных
республик. Все эти организации контактировали с аналогичными
специализированными системами за рубежом, способствуя обмену информацией
по испытательным машинам на конференциях и выставках.
При активном участии Института машиноведения было создано СКБ
ИМИТ в системе Минприбора, в дальнейшем получившее название АО
«Точприбор». Творческий коллектив этого предприятия под руководством
В. С. Голубкова, В. Н. Горбунова, Б. Л. С.мушковича и др. при участии
ИМАШ создал несколько видов испытательных машин для испытания
на трение и износ, организовал их серийное производство, а также
производство твердомеров, важную составную часть инфраструктуры
триботехнических испытаний.
Остановимся подробней на описании этих машин.
Серийные отечественные машины для испытания на трение и износ
в основном разрабатывало СКВ ИМИТ, а выпускал завод испытательных
приборов (ЗИП, г. Иваново). Отдельные работы в этой области выполняют
также НИКИМП.
Армавирский завод испытательных машин выпускал четырехшари-
ковую машину трения типа ЧМШ-3.1, предназначенную для испытаний
"о ГОСТ 9490-60 «Масла смазочные. Метод определения противозадир-
ИЬ1х свойств на четырехшариковой машине».
Машина ЧШМ-3.1 использовалась для определения антизадирных
свойств смазочных материалов. Испытания могли производится с подо-
Февом масла до 300° С или при комнатной температуре. Для измерения
омента трения машина снабжалась диаграммным аппаратом.
Машина СМЦ-2 (рис.9) предназначалась для изучения процессов
Тения и износа при трениях качения (с проскальзыванием или без) и
°Льжения в условиях смазки или без нее. Машина может работать по
Ум схемам: с замкнутым кинематическим контуром при фиксированном
Чении коэффициента проскальзывания (трение качения); с открытым
378 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
а б в
Рис. 9. Схема контактирования элементов пары трения на машине СМЦ-2:
а) схема ролик-ролик; б) схема колодка-ролик; в) схема вал-втулка
кинематическим контуром, когда один из образцов неподвижен (трение
скольжения).
Ниже в табл. 1 сопоставлены технические характеристики СМЦ-2 и
ранее выпускаемой МИ-1М.
Машина МДП-1 предназначалась для определения коэффициентов
трения и интенсивности изнашивания различных материалов при коэф-
Таблица 1
Технические характеристики машин трения СМЦ-2 и МИ-1М
Наименование параметра
Вилы испытываемых пар трения
Число оборотов ведущего образна, об/мин
Коэффициент проскальзывания, %
Наибольшая нагрузка на образцы, кгс;
при замкнутой схеме
при открытой схеме
Погрешность измерения нагрузки, %
от измеряемой величины
Максимальный момент трения, кгс ■ см
Погрешность измерения момента трения,
% от измеряемой неличины
Тип моментомера
Испытание в средах
Значение параметров
СМЦ-2
Диск по лиску,
диск — колодка,
вал — втулка
300, 500, 1000
0, 10, 15, 20. 100
10-200
20-500
±5
150
±5
Электрический
Смазка, абразив
МИ-1М
Диск по лиску,
диск — кололка
425
0, 10, 15, 20, 100
20-200
±5
150
±5
Маятниковый
Отсутствует
10.3. Создание машин для триботехнических испытаний 379
^ициенте взаимного перекрытия образцов, близком к нулю. Истирающая
оВерхность (металлический диск, сетка, ткань и т. п.) крепится к лиску,
который приводится во вращение от электродвигателя постоянного тока
плавным регулированием скорости. Три пальчиковых образна были
закреплены пол углом 120° друг к другу в цанговых захватах, которые с
помощью винтовой и конической передач могли устанавливаться на различные
радиусы трения. Машина обеспечивала возможность подключения шести
термопар с целью измерения температуры в районе зоны трения. Машина
ISiflT-l была предназначена для изучения процессов трения материалов
при нормальных и повышенных температурах. На машине можно
определять статические фрикционные характеристики, кинетические
характеристики трения, а также изучать механические автоколебания при возвратно-
поступательном движении со скоростью 0,006-0,6 м/мин (рис. 10).
Машина МАСТ-1 (рис. 11) предназначена для испытаний на трение
материалов со смазкой и без смазки при нормальных и повышенных
температурах, включая определение коэффициентов трения металлических
и неметаллических материалов, критических температур пленки смазки
на металле, а также для оценки износа трущихся материалов.
Методам испытания на этой машине посвящены работы И. А. Буя-
новского, Р. М. Матвеевского.
Первое
колебание
Установившиеся колебания
Момент сиеплеиия
60 !5° !4° 130 ,20 |1() ,1МИ11
1 ■ ! I ! I-
НО ( 1 мин
и - ТГоб
ИС 10. Трибограммы при трении на машине МПТ-1: а) график фрикционных ав-
Ко"ебаний; б) трение сферы по кольцевому образцу из одноименных пластмасс;
в) увеличение амплитуды колебаний при появлении пятна износа
380 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Рис. 11. Машина МАСТ-1: а) принципиальная схема; б) пары трения
Верхний образец 8 (рис. 11), представляющий собой шарик диаметром
8 или 12 мм, закрепляется в съемной державке шпинделя 9, врашаюшедо-
ся от электродвигателя 10 через круглоременную передачу со скоростью
1 об/мин. Три нижних образца (шарики) 6, зажатые в специальной обойме,
или плоский образец (шайба) крепится на дне металлической ванночки 7,
которая может заполняться смазочным материалом. Полжим нижних
образцов к верхнему осуществляется с помощь грузов через рычаг 1.
Максимальная нагрузка — 11 кгс. Для повышения чувствительности в механизме
нагружения применены специальные шариковые направляющие 2. При
вращении шпинделя верхний образец за счет трения стремится увлечь
ванночку, но ее повороту препятствует сменный тарированный торсион 3,
угол закручивания которого пропорционален моменту трения. С
ванночкой жестко связана быстросъемная стрелка 11, на конце которой крепится
перо 12. Запись момента трения производится на бумажной ленте,
закрепленной на барабане самописца 13, приводимого в движение со скоростью
0,5 об/мин от электродвигателя 14.
Электропечь 5 позволяет производить испытание при температурах
20-400° С. Нагревательная спираль состоит из двух секций, одна из
которых включена постоянно, а другая является регулирующей.
Автоматическое регулирование и измерение температуры в рабочем
пространстве печи осуществляются электронным потенциометром.
Машина позволяет определять критические температуры,
характеризующиеся нарушением граничного слоя смазки, а следовательно, и-5'
10.3. Создание машин для триботехнических испытаний 381
еНением силы трения, появлением скачкон и повышенным износом.
ЛпИ таких испытаниях температура постепенно повышается. Достижение
критической температуры отчетливо отмечается па лете самописца
появлением резких срывов.
Для испытания износостойкости верхнего слоя одно- или
многослойной прорезиненной ткани выпускалась машина МИРТ-1. Поводковая та-
пелка с образном совершает сложное движение, при котором образующая
«сеченного конуса нижнего захвата всегда соприкасается по кольцевой
линии с плоскостью верхнего захвата. На последнем с натягом крепится
истирающий элемент (прорезиненная ткань, наждачная бумага или
металлический диск).
Ряд зарубежных фирм в различных странах также выпускал
специализированные машины для испытания материалов на трение и износ.
Значительное распространение получили машины с замкнутым
кинематическим контуром, схема которых в принципе не отличается от
отечественных.
Наиболее старой моделью этого типа является машина А 135 бывшей
фирмы Amsler (Швейцария). Подобные же машины выпускают японские
фирмы (табл.2).
Указанные машины были предназначены для испытания пары «диск
по диску» при заданной величине проскальзывания или при технически
чистом качении. На некоторых зарубежных моделях возможны режимы
прерывистого скольжения, когда один из образцов постоянно вращается,
Таблица 2
Технические характеристики зарубежных машин трения с замкнутым контуром
Наименование параметра
Частота оборотои
ведущего образна,
°б/мин
Коэффициент
Проскальзывания, %
Нагрузка на образцы, кгс
Предельный момент
^ения, кгс • см
^Пьдтание в срелах
Значение параметров
Швейцария.
Amsler A 135
425
10, 20. 30
25-200
150
Ьеч смазки
Япония,
Shimandzu № 1
shihards Type
800
10. 20, 30
-
Со смазкой
Япония.
Tokyo Testing
Machine AAT-1
185
10
25-300
150
Со смазкой
382 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Таблица з
Технические характеристики машин трения IAT
Наименование параметра
Контактное давление, кгс/см2
Число оборотов, об/мин
Время испытания, мин
Значение параметров
IAT-C
25
500
3
1АТ-И
1-25
100-1000
4
а другой касается его периодически, а также дополнительное возвратно-
поступательное движение образцов вдоль оси.
В практике отечественных испытаний такие режимы не нашли
применения и соответствуюшие механизмы для их реализации в машинах
типа МИ теперь не предусматриваются.
Нагрузка на зарубежных машинах, как правило, создавалась
пружинным механизмом, а момент трения измерялся маятниковым силоизмери-
телем.
Японская фирма Tokyo Testing Machine MFG Co. LTD выпускает
и другие типы машин трения. Прибор для испытания материалов на
трение и износ системы Itoh выпускался в двух модификациях: типа 1АТ-
С — предназначенного для испытания металлов, и типа 1АТ-И —
служащего также для испытания полимерных материалов. Соответственно у них
несколько отличаются основные параметры, причем для испытания
полимеров предусмотрены варьируемые в определенных пределах скорости
и удельные нагрузки, которые при испытании металлов остаются
неизменными (табл. 3).
На приборе испытываются в условиях торцевого трения кольцевые
образцы, размеры которых в обоих случаях одинаковы: наружный диаметр
19,6 мм, внутренний — 15,98 мм, длина — 45 мм. Площадь торцевод'^
поверхности — 1 см2, коэффициент взаимного перекрытия — 1.
Таким образом, схема трения здесь такая же, как на машине МФТ-1.
но ось образцов расположена вертикально. Внешне прибор напоминает
твердомер. Нагружение непосредственное, с помошью грузов. Сближение
образцов (линейный износ) определяется индикатором. Прибор снабжен
самописцем для непрерывной записи момента трения.
Прибор дискового типа ОАТ-И той же фирмы предназначался №я
испытания на износ металлических и неметаллических образцов при тр£"
нии по диску. В отличие от машины трения МДП-1 здесь истирается
только один образец. Коэффициент взаимного перекрытия равен пул10;
Скорость трения меняется ступенчато (22 ступени) в пределах от 0.0^
до 4 м/с, контактное давление составляет 3,0-40,0 МПа при наибольшее
10.3. Создание машин для триботехнических испытаний 383
наГрузке 25 кгс. Путь трения 60-600 м. Прибор позволяет проводить
испытания также при повышенных температурах и со смазкой, Специальных
устройств для измерения износа прибор не имеет.
Из других машин, аналогичных по схеме испытания отечественным,
МОЖН° указать модель APG1, выпускавшуюся VtiB WPM (ГДР). По схеме
она аналогична машине МПИ-2, но имеет специальное устройство для
прохождения стыка истирающей поверхности на барабане.
Аналогичные машины выпускались также фирмами ФРГ — Karl Frank
(модель № 564С) и Zwick (модель Z6.1A). Ряд модификаций машин для
испытания на трение и износ материалов и смазочных масел выпускается
и в США.
Фирма Dom Corning Corporation выпускала три модификации
машины Alpha LFW, узлы трения которых показаны на рис. 12. Все они
предназначены для испытания материалов на трение и износ, а также
смазочных масел.
Модель LFW-1 является основной. Образец (см. рис. 12 а),
представляющий кольцо диаметром 34,9 мм, вращается со скоростью,
изменяющейся ступенями от 12,5 до 197 об/мин. К кольцу поджимается с силой
13-285 кгс неподвижная колодка. Она может самоустанавливаться
относительно кольца, что обеспечивает равномерное распределение нагрузки.
Подвижный образец, кроме вращательного, может совершать и качатель-
ное движение. Система нагружения — рычажно-грузовая. Машина имеет
циферблатную шкалу для измерения силы трения. Суммарное число
оборотов регистрируется счетчиком.
Рис. 12. Узлы трения машин зарубежных фирм
384 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Модель LFW-2 (см. рис. 12 6") является одним из вариантов с
повышенными параметрами. Скорость кольца плавно регулируется до 1100 об/мин
Предельная нагрузка составляет 453 кгс. На машине измеряется и
регистрируется сила трения и температура в зоне трения.
Для измерения температуры непосредственно на поверхности трения
применен метод полуискусственной термопары.
Модель LFW-3 (см. рис. 12 в) обеспечивает схему торцевого трения.
Подвижный образец выполнен в виде диска, врашаюшегося со скоростью
9-325 об/мин или совершающего качательное движение с частотой 6-120
циклов/мин при угле качания до 120°. К торцу диска с нагрузкой до 2250
кгс прижимается неподвижный образец, выполненный в виде бруска
прямоугольного сечения. Машина может производить испытание в масляной
среде влажной атмосферы и при температуре до 650° С. На машине
измеряется и регистрируется сила трения и температура в зоне трения.
Некоторые другие схемы трения, встречающиеся в зарубежных
машинах, в основном применяются для испытания смазочных масел. Эти
схемы обеспечивают рахчичные виды контакта, в том числе линейный
и точечный, при достаточно больших удельных давлениях и скоростях.
Машины Almen (см. рис. 12 г) и Falex (см. рис. 12Д) имеют образец —
валик диаметром 6,35 мм, который вращается со скоростью
соответственно 200 и 300 (или 750) об/мин.
Четырехшариковая машина (см. рис. 12е) по схеме аналогична Ч11Ш-3
и МАСТ-1. Рабочий узел состоит из шариков диаметром 12,7 мм, скорость
вращения верхнего шарика — 1500 об/мин.
В начале 50-х гг. XX в., благодаря работам В. С. Щедрова, А. В. Чичи-
надзе, Г. Е. Чупилко, появилось применительно к испытательной технике
понятие нестационарного трения. Для его реализации при подборе
фрикционных пар в 60-х гг. XX в. была выпушена несколькими сериями машина
ИМ-58 (ИМАШ и агрегатный з-д «Рубин»), которая получила
распространение в СССР и за рубежом.
Недостаточное развитие методов теорий подобия, размерности и
моделирования трения, износа и смазки при решении задач тех или иных
отраслей машиностроения (например, текстильной, резино-технической
и т. п.) в значительной мере обусловленное сложностью процессов,
привело к тому, что постоянно создаются все новые типы машин трения,
обычно в единичных экземплярах, которые предназначены для решения
частных задач. Вместе с тем следует отметить, что многие методы
стандартизированы, но не обеспечены испытательным оборудованием.
Тем не менее, это в рассматриваемый период не создавало особых
проблем, так как показатели, определяемые даже при стандартных
испытаниях, как правило, за исключением авиационной и некоторых других
оборонных отраслей промышленности, не указывались в паспортах на
материал или узел трения и, по существу, не являлись обязательными. В то *
10.3. Создание машин для триботехнических испытаний 385
яоемя теория моделирования, положенная в основу некоторых
стандартизованных методов испытаний, начала предъявлять повышенные но срав-
нению с предыдущим периодом требования к испытательной технике,
многие задачи решались при условии поддержания одинаковых значений
скоРости У м°дели и натурного объекта, или при условии заранее
заданного (по расчету) отношения между этими скоростями. В результате был
создан для серийных испытательных машин тиристорный электропривод
с диапазоном плавного регулирования 1:100 и более с погрешностью
поддержания установленной скорости в пределах 5 %. Конструкция
передаточного механизма должна обеспечивать плавность движения, без рывков
и ударов, учитывая особенно динамический характер процесса трения
в испытуемой паре. С этой целью позднее начат широко применяться
передачи гибкой связью, например, зубчатыми ремнями (на машине АО
«Точприбор» марки 2070 СМТ-1).
Характерными для серийных машин явились системы нагружения,
в которых используются либо рычажно-грузовые, либо пружинные, либо
пневматические механизмы. К конструкции узла нагружения
предъявляется обязательное требование обеспечивать плавность и стабильность
режима нагружения независимо от изменения в процессе испытания
коэффициента (момента) трения и величины износа.
Нашли применение камеры для проведения испытаний в
специальных условиях, например, при подаче смазки, абразива и т. п. В некоторых
случаях они выполняют также защитную функцию, ограждая оператора
от воздействия продуктов износа, разрушившегося в процессе испытания
образца и других вредных факторов.
На машинах трения измеряются и регистрируются параметры,
необходимые для полной информации о процессе трения: момент (сила)
трения, сила нормального давления, скорость трения (или число оборотов
образца или контртела), температура в заданной зоне и при
необходимости другие величины.
Машины трения подобно большинству испытательных машин
другого назначения в статике тарируются с помошью динамометров,
грузов и других средств. При этом динамические эффекты, возникающие
в процессе испытаний, не учитываются. Улучшение метрологических
характеристик машины трения достигаются различными конструктивными
Решениями, направленными, в частности, на снижение трения в
измерительной системе и исключение взаимного влияния силы трения и нор-
мальной нагрузки.
Наметились некоторые пути решения этой непростой задачи. На-
Ример, расширение частотною диапазона измерения за счет повышения
°"Ственной частоты системы, в основном, пугем увеличения жесткости
РУгого динамометра, пределы которой ограничены падением чувстви-
Льности. Другим путем явилось применение малоинерционных элек-
13 с
"временная ipufio.ioi ия
386 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
трических силоизмерителей. которые позволяют регистрировать
высокочастотные процессы при трении.
В машинах трения, если требуется реализовать измерение момента
трения на вращающемся образце, используется трансформаторный
преобразователь.
10.4. Унификация, обобщение
и стандартизация методов (1975-2000)
Трибология в последней четверти XX в. получила мощный импульс
для дальнейшего развития благодаря успехам расчетно-аналитических и
расчетно-экспериментальных методов, которые до этого практически не
применялись в триботехнических расчетах. Этому способствовало
накопление большого частично систематизированного экспериментального
материала и обобщения, которым сопутствовала большая организационная
и координирующая роль Академии наук СССР и союзных республик,
а также международных организаций Евротриб, обществ
инженеров-механиков и организаций по стандартизации средств и методов изысканий.
Так, Научный совет по трению и смазкам Академии наук, созданный для
решения в основном задач космического машиностроения,
активизировал свою деятельность в области других актуальных трибологических задач
машиностроения. В системе Госстандарта было создано специальное
подразделение, руководимое И. И. Карасиком и Н. М. Алексеевым, успешно
решившее задачи стандартизации триботехнических испытаний. В этом
направлении российская наука успешно продвигалась по пути, который
соответствовал международным тенденциям, определяемым такими
технически развитыми странами как США, Германия, Япония и др. Кстати,
первая и вторая были в числе покупателей серийных триботехнических
комплексов, созданных АО «Точприбор» (г. Иваново) в сотрудничестве
с И МАШ и широко представленных на международных выставках (в
Германии, Италии, Бельгии, России и т.д.).
Создание машины трения для испытания фрикционных материалов,
которые предназначаются для оборудования тормозов и муфт. У
читателя обычно возникает вопрос — с какой целью создавалась та или иная
машина трения, какие задачи пыт&чись решить с ее помошью, почему
выбрано именно такое конструктивное оформление испытательного узла:
как организовывалось серийное производство машины трения этого типа-
Итак, середина XX в. Налажен выпуск автомобилей и самолетов. Д-1Я
подбора пар трения тормозов используются привычные для этой эпохи
принципы — соблюдение на образцах и в натурных изделиях равенства
удельных нагрузок и скоростей скольжения. Рабочий испытательный уз^
машины трения представлял собой диск большого диаметра, к которое
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 387
.данной силой прижимают два пальчиковых образна. В основном
обращают внимание на потерю массы этих образцов. Такими машинами трения
/или станками) оснащена промышленность, выпускающая асбестовотех-
нИческие изделия. Сила трения замеряется по отклонению вывешенного
подшипниках качения рабочего узла машины, который
воспринимает реактивный момент. Так как трение пальчиковых образцов по диску
реализуется на достаточно большом радиусе, в несколько раз
превышающем радиус опор (подшипников), потери в последних несущественны
по сравнению с измеряемой силой трения в рабочем ухле. О величине
силы трения делали заключение по отклонению от нормали части рабочего
узда, которая воспринимала реактивный момент. Машины трения этого
типа работали и до сих пор работают надежно; с их помощью
успешно подбирали пары трения для автомобильных тормозов, где отношение
площадей контакта, занимаемых фрикционными накладками, к площади
трения металлического контртела, меньше единицы. Впоследствии такое
отношение назвали коэффициентом взаимного перекрытия — Квз и
достаточно детально исследовали его влияние на коэффициент трения.
В этот же период большое внимание исследователи начали уделять
замерам температуры при помощи так называемой изготовленной
искусственной термопары. Ее термоэлсктродами были никелевые сплавы —
хромель, копель, алюмель. В месте контакта термоэлектродов из двух
сплавов, соединенных при помощи сварки друг с другом, возникала
значительная термо-ЭДС. Использование для термоэлектродов проволоки
диаметром от 0,5 до 0,1 мм позволило получать достаточно прочные
малогабаритные датчики температуры, существенно меньшие, чем те, которые
применялись в металлургии. Замеры температуры в зоне контакта
пальчикового образца и диска показали, что даже при соблюдении условия
равенства удельных нагрузок и скоростей на образцах и натурных
автомобильных тормозах у последних температура фрикционного разогрева
значительно выше. Причина была в различных условиях теплоотдачи.
Еще большая разница в температурах обнаруживалась применительно
к авиационным тормозам, которые находятся в стесненном строительном
объеме колеса шасси самолета. Большую проблему представляли воен-
н°-транспортные самолеты, которые после некоторого переоборудования
Могли быть превращены в рейсовые гражданские лайнеры. Требовалось
осуществлять их надежную посадку на аэродроме. Серийные материалы
Не обладали достаточной долговечностью. Предлагалось множество ре-
Чептур фрикционных материалов. Апробировать все это в условиях экс-
^Уатации или хотя бы на специализированных стендах для натурных
Спытаний не представлялось возможным по двум основным причинам:
Родолжительности испытаний, которые требовали достаточно много вре-
ени для получения необходимой информации о фрикционно-износных
388 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
характеристиках; и высокой стоимости опытных материалов для оборуд0_
вания или экспериментального тормоза.
Очень важны были лабораторные машины, на которых возможно
осуществить быстрый предварительный отбор перспективных пар трения.
Рассмотренная выше машина явно не подходила, так как на ней не уда.
валось добиться соблюдения равенства температур в зоне трения между
образцами на машине и в натурном тормозе. А жизнь торопила решать
такую задачу. Ее решение было по инициативе Правительства поручено
Академии наук в сотрудничестве с рядом авиационных фирм и других
организаций.
В Институте машиноведения проблемой занялась лаборатория
теории трения (И. В. Крагельский). Ему принадлежало остроумное
предложение — на сверлильном станке попробовать реализовать трение по
известной схеме, когда два кольцевых образца контактируют торцами. В этом
случае Кю = 1, а при достаточной ширине образца в средней части
дорожки трения температура достигала 1000° С и более. Это было близко
к температуре в зоне контакта натурного авиационного тормоза.
Однако, линейная скорость скольжения при этом была существенно ниже,
чем в натурном тормозе. Испытания велись на двух кольцевых
образцах, трущихся торцами. Внешний диаметр образцов 28 мм, внутренний
20 мм, высота 10-15 мм. Машина обеспечивает вращение образцов с
частотой 100-500 об/мин и возможность регулировать скорости вращения
за счет изменения числа оборотов. Нагрузка на образец создается
нажимным рычажным устройством с гирями. Сила трения и коэффициент
трения определяются по предварительно оттарированному отклонению
маятника. По этой схеме, заводом «Рубин» была выпущена серия машин
И-47, которыми обеспечивались разработчики материалов. Такие машины
используются до сих пор.
Машина обладала рядом недостатков, связанных с большой
инерционностью системы нагруженя. силоизмерения, взаимного прилегания
образцов и замера температуры в зоне трения. Эти недостатки в течение
нескольких лет были преодолены следующим образом:
— разработана пневматическая (цилиндр с мембранным нагружателем)
система, позволяющая плавно изменять нагрузку на пару трения;
— создана безынерционная система регистрации, в начале с
авиационными самописцами, а затем с тензодинамометром;
— предложена и апробирована система с самоустанавливаюшимися
гнездами, в которых крепятся образцы;
— внедрен разработанный на заводе «Рубин» способ ударно-контактной
приварки термопар в металлических образцах на заданном расстоянии
от поверхности трения;
— создан нормативный документ РТМ 6-60 для испытания пар трения
на фрикционную теплостойкость.
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 389
Усовершенствованная машина под маркой МФГ-1 в течение
длительно времени выпускалась заводом «Точприбор» (г. Иваново). Некоторые
р0грессивные технические решения впоследствии нашли применение
в триботехническом комплексе УМТ, созданном «Точирибором»
совместно с И МАШ и выпускаемом до настоящего времени.
Таким образом, постепенно было разработано надежное средство
-ля реализации метода контроля фрикиионно-износных характеристик
пар трения по фрикционной теплостойкости. Воспроизводимость метода
обеспечивало хорошее прилегание образцов, постоянный контроль тем-
пературного режима вблизи зоны трения и возможность регистрации
негативных явлений (например, возникновения вибрации). Нашли
применение варианты установки И-47 для испытания материалов в вакууме, что
было полезно для космического машиностроения.
Итак, появилась возможность обоснованного предварительного
отсева композиций, предложенных материаловедами, по результатам
испытаний на этих машинах на режиме стационарного трения. Однако, тормоза
и фрикционные муфты эксплуатируются, как правило, в условиях
нестационарного трения.
На базе И-47, с учетом опыта создания инерционных стендов для
испытания натурных тормозов, в лаборатории А. В. Чичинадзе была
построена машина трения ИМ-58, которую в начале называли малым
инерционным стендом. Конструкция была разработана сотрудниками И МАШ
РАН и завода «Рубин». Первая серия была выпушена заводом «Рубин»,
вторая — Дмитровским экспериментальным заводом. Машина трения
ИМ-58 предназначена для испытания фрикционных пар при
нестационарных и стационарных режимах трения. В подвижной бабке крепится
невращаюшаяся головка для установки образцов и вмонтировано
приспособление для создания давления на испытуемые образцы. В неподвижной
бабке проходит вал, на котором крепятся вращающаяся головка для
установки образцов. На этом же валу свободно сидят инерционные массы,
изготовленные в виде дисков с отверстиями. Через эти отверстия при
помощи болтов они крепятся к фланцам, жестко связанным с этим валом.
° зависимости от величины энергии, которую следует поглотить фрикци-
0нной паре при торможении, подбирают необходимый набор дисков.
Привод машины — либо электрический постоянного тока, либо с
гидромуфтой. Он позволяет плавно изменять число оборотов от 100 до 6000
в минуту. В некоторых случаях возможны разгоны до 8000 об/мин. Макси-
мальный диаметр испытуемого образца 75 мм, поэтому линейная скорость
Мо*ет изменяться от 0.2 до 20 м/с.
Давление на испытуемые образцы, так же как и в более поздних
одификациях И-47, создается сжатым воздухом, поступающим через ре-
Ивер и редуктор. Давление (нагрузка) тщательно тарируется. Сила трения
МеРяется тензодинамометром и регистрируется на осциллографе. Тем-
390 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
пература фрикционного разогрева измеряется хромель-алюмелевой или
хромель-копелевой термопарой, заделанной в образец на глубине 1 мм
и тоже регистрируется на самопишушем приборе, также как и нагру!Ка
на пару трения.
Узел маховых масс машины ИМ-58 позволяет аккумулировать такие
кинетические энергии торможения, которые лают возможность на
образцах наружным диаметром или 28, или 42, или 75 мм имитировать условия
теплового нагружения любого авиационного или железнодорожного
тормоза. Испытание на режиме нестационарного трения выполняется
следующим образом. Предварительно необходимое в соответствии с расчетом
количество больших и малых маховиков (дисков) для получения
требуемой кинетической энергии крепится болтами к фланцу ступицы рабочего
колеса. Маховики, не участвующие в эксперименте, остаются
закрепленными на полом валу и не вращаются. Закрепленные на рабочем валу
маховики раскручиваются до требуемой скорости скольжения. После
достижения расчетной скорости специальной муфтой отключается привод
и трансмиссия. Единственным аккумулятором энергии для испытуемых
образцов являются вращающиеся выбранные маховые массы. Далее
подается требуемое давление на испытуемый образец, и к вращающемуся
вместе с маховиками испытуемому образцу прижимается неподвижный
испытуемый образец и включается система нагружения. В процессе
торможения регистрируются его длительность, момент от сил трения,
изменение скорости и температуры.
При освоении методов работы на машине начали возникать
проблемы, связанные с точностью измеряемых параметров. Оказалось, что
при использовании небольших удельных нагрузок значения
коэффициента трения были завышены. Специальные эксперименты выявили
причины этих погрешностей. Не учитывалось трение в нагружающем
устройстве. Пришлось в методике указывать ограничение по величине нагрузки
не только сверху (что может приводить к депланации системы вал —
образец), но и снизу.
Контроль фрикционного разогрева и сопоставление его с задаваемой
мощностью трения позволил выявить заметные потери на трение в
опорах вала. В результате часть задаваемой при помощи набора маховых масс
энергии диссипировалась и рассеивалась опорами вала. В результате
искажалась фундаментальная зависимость для заданной удельной нагрузки.
Пришлось вводить специальные тарировочные испытания, при которых
по заданному выбегу регламентировались потери в опорах машины
трения. На величину этих потерь существенное влияние оказывала
затяжка крепежа корпуса, в котором устанавливались подшипники качения.
и смазка этих подшипников. Впоследствии в нормативные документы
по испытаниям на теплоимпульсное трение были внесены
соответствующие ограничения при использовании машины.
г
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 391
Конструкция машины трения ИМ-58 оказалась достаточно удачной
стала базовой для создания ее модификаций в различных организациях.
Так были созданы модификации в Институте проблем материаловедения
ац УССР в Киеве — МИФИ-1 и МИФИ-2. Благодаря увеличенным
по сравнению с ИМ-58 моментам инерции маховиков на этих машинах
выполняют подбор материалов для большегрузных автомобилей (рис. 14).
Установка дополнительного двигателя с маховиком, у которого был
регулируемый дисбаланс, позволила реализовывать дополнительную
вибрационную нагрузку на узел трения.
Для исследования температур нестационарных тепловых потоков
большое значение имеют динамические погрешности термопар, сетей и
регистрирующих приборов, вызванные тем, что тепло распространяется
не мгновенно. Если термопара установлена на заданном расстоянии от
поверхности трения (например, 1 мм), требуется определенное время для
того, чтобы тепловой импульс дошел до горячего спая термопары и успел
его прогреть. Очевидно, что для аналитического определения этого
времени необходимо располагать сведениями о температуропроводности
исследуемого фрикционного материала в зависимости от температуры. Вместе
с тем получение сведений о температуропроводности для опытных
материалов является самостоятельной достаточно трудоемкой задачей. Поэтому
наиболее рациональным представляется установить горячий спай
непосредственно на поверхности трения. Тогда термопара будет как бы стоком
для тепла, которое генерируется при трении элементов фрикционной
пары. Собственно фрикционный разогрев горячедо спая вследствие трения
о контртело из-за сравнительно невысоких значений коэффициента
трения пары металл по металлу будет ниже, чем у специальных фрикционных
материалов с высоким коэффициентом трения. Кроме того, плошадь
поверхности трения горячего спая не превышает обычно 1 % от поверхности
трения испытывавшихся образцов.
На основании проведенных технико-экспериментальных
исследований было установлено, что для измерения температуры в модельных
образцах машин трения И-47, ИМ-58 и в натурных тормозах и муфтах
целесообразно использовать термопары, изготовленные из проволоки 0 0,5 мм.
Такие термопары обладают достаточной чувствительностью и надежны
в эксплуатации (в отличие от термопар из проволоки 0 0,2 мм, которые
Легко повреждаются при монтаже). Наименее инерционными
чувствительными элементами обладают термопард>1, у которых отношение между
°бъемом горячего спая (головкой термопары) и площадью ее
контактирующей поверхности не превышает 0,1.
Таким обраюм, в начале 60-х гг. XX в. разработчики фрикционных
атеРиалов были обеспечены серийными машинами для исследования
^РИкционно-износных характеристик на стационарном и нестационар-
°м Режимах трения. Парк этих машин составлял несколько десятков.
392 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Были попытки полностью автоматизировать процесс испытаний (МГТу
им. Н.Э. Баумана, завод «Рубин», ВНИИАТИ и др.).
Однако со временем в связи с насыщением рынка фрикционными
материалами заметно уменьшается объем необходимых испытаний и.
соответственно, загрузка этих машин. Вместе с тем периодически возникали
задачи с исследованием различных вариантов подшипников скольжения,
узлов трения теплообменников, шарниров, направляющих и т. п.
Использовавшиеся для решения этих задач серийные машины трения применяли
только периодически. Вместе с тем они постоянно занимали в
лабораториях достаточно большие плошали. Поэтому совместно с Институтом
механики машин АН Грузии в И МАШ был создан многокомпозиционный
стенд, конструкция которго была зашишена авторскими свидетельствами.
Различные схемы испытаний имели сменные узлы и обшую
измерительную систему. После достаточно длительного апробирования такого
комплекса в лаборатории А. В. Чичинадзе (ИМАШ), совместно с «Точпри-
бором» (г. Иваново) был создан, а затем реализован проект триботехни-
ческого комплекса «Унитриб» (УМТ-1). Он предусматривал реализацию
следующих испытательных схем: кольцо — кольцо (имитирует дисковьщ
тормоз, муфту, упорный подшипник); вал — втулка (имитирует
подшипник скольжения); вал — колодка (имитируеттормоз вагона, тормоза
подъемно-транспортных машин); вал — втулка при возвратно-поступательном
движении (имитирует шарнир); пальчик по плоскости при
возвратно-поступательном движении (имитирует направляющие скольжения), кроме
этого благодаря контакту по линии имитировались высокие давления.
при контакте на большом радиусе — высокие скорости.
«Унитриб» был представлен в ряде отечественных и зарубежных
выставок. Конструкция зашишена патентами Великобритании, Японии,
Германии.
Постепенно этот комплекс стал предметом экспорта и
эксплуатируется в лабораториях США, Германии, Полыни, Венгрии и др. стран.
Получили дальнейшее развитие работы по совместимости материалов
пар трения (Н. А. Буше). Под совместимостью понимают реализацию
оптимальных трибологических характеристик в соответствии с выбранными
критериями трения и износа при заданных условиях работы. С помощью
температурных, силовых, энергетических и термомеханических
критериев оценивают приспосабливаемость материалов друг к другу в процессе
работы (отсутствие схватывания, задиров, чрезмерных изменений
коэффициента трения, их прирабатываемость) и определяют, не образуются ли
повреждения трущихся тел в процессе эксплуатации.
Задача исследователя состоит в корректном выборе и определении
условий испытаний на лабораторных установках и стендах,
воспроизводящих работу натурного узла трения.
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 393
Набор условий определяется целью исследования: воспроизведение
нормального изнашивания (оценивают износ, коэффициент трения,
ресурс сопряжения, нагрев пары трения и т.д. при постоянных условиях
нафужения) или выявление критических точек, условий перехода от
нормального износа трибосолряжения к его повреждению, происходящему
ределствие ужесточения условий работы.
По цели испытания обычно разделяют на два вида: оценка
работоспособности материалов пары трения или смазочных материалов в
стандартных условиях; воспроизведение на модели условий работы конкретного
узда трения. Корректный выбор модели и метода исследования позволяет
правильно поставить эксперимент, распространить результаты испытания
одного объекта на класс аналогичных объектов, при этом существенно
сократив объем экспериментов без потери информации.
Остановимся подробней на оценке перспектив развития методов,
средств проведения испытаний материалов и узлов машин;
инфраструктуры и оценочных показателей. При их помоши выявляются границы
рационального применения материалов в трибосопряжениях (yxie машины).
Например, вместо упругого контакта возникает упругопластический или
вместо пластического контакта начинается заедание или микрорезание.
Обычно критические точки хорошо заметны на кривых,
аппроксимирующих зависимости коэффициента трения или интенсивности изнашивания
от определяющего параметра (нагрузки, температуры).
Характерным примером эмпирического показателя трибологических
свойств материалов является показатель износа D„3 (ГОСТ 9490-75) —
средний диаметр пятна износа на нижних шарах при испытании «проти-
воизносных свойств смазочных материалов на четырехшариковой машине
в течении I ч». Этот показатель обладает всеми достоинствами и
недостатками эмпирических критериев. Он хорошо воспроизводим и достаточно
просто определяется. Ранжирование смазочных материалов по величине
An при определенной нагрузке, как правило, не вызывает затруднений.
Но при изменении нагрузки смазочные материалы зачастую ранжируют
по-другому. В ряде случаев испытания проводят при начальной
температуре узла трения, отличной от комнатной, что также оказывает влияние
на характер ранжирования. Наконец, рассчитать износ трибосопряжений
исходя из величины Dm недюзможно.
В некоторых случаях удается связать данные лабораторных и
стендовых испытаний протидюзадирных свойств смазочных материалов. Так,
Установлена корреляционная связь между результатами испытаний ма-
Сел на зубчатом стенде IAE и показателями противозадирных свойств
смазочных материалов по ГОСТ 9490-75. Но эта связь является чисто
^лирической и существует она далеко не во всех случаях. Насколько
л°Жен реальный процесс трения в конкретном фрикционном узле (тор-
°3е, муфте) видно из примера ранжирования нестационарностей при
394 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
1-й уровень
Неравномерности теплового надружения
(повторно-кратковременный режим)
2-й уровень
Образование горячих зон
контурной площади касания
3-й уровень
Температурная вспышка
на фактической площади касания
a
1 -й уровень
Основная нестационарность нагружения
2-й уровень
Нестационарность нагружения,
вызванная вибрациями машин
3-й уровень
Нестационарные нагрузки под действием
релаксационных колебаний при трении
(в том числе скачки при трении)
б
Рис. 13. Иерархическая модель тепловых (а) и силовых (б) нестационарностей,
иллюстрируемых зависимостями изменения температуры фрикционного разогрева в
и нагрузки Р от времени t, а также схема размещения на поверхности горячих
пятен, имеющих контурную площадь AArl:2 и схема единичных неровностей
диаметром dr, при контактировании которых в процессе трения имеет место температурная
вспышка в
трении и изнашивании, приведенного на рис. 13. На этом рисунке третий
уровень характеризуется величиной вибрационной составляющей
коэффициента трения.
Этот важный оценочный эмпирический показатель с конца XX и-
начал использоваться при анализе результатов, полученных стандартны^
методом испытаний на фрикционную теплостойкость (ГОСТ 23210-80)-
При этих испытаниях, также как у названных выше испытаний
температурным методом, выявляется влияние фрикционного разогрева элементов
пары трения на их износ и трение. Нагружение реализуется при
ступенчатом изменении частоты вращения в течение заданных временных интерна"
1 ,.
Рк
WN/VWWSA/VWWS
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 395
Рис. 14. К определению критических точек в области рабочих характеристик три-
ботехнических материалов: а) зависимость коэффициента трения / фрикционного
полимерного материала ретинакс ФК-16 Л при трении в паре с легированным чугуном
ЧНМХ от температуры поверхности трения в (первичная кривая фрикционной
теплостойкости / = /(в), трение без смазки); б) зависимость безразмерной
интенсивности линейного изнашивания //, антифрикционного полимерного материала по
легированной стали ЗОХГСА от обобщенного параметра шероховатости поверхности трения
стали Д (трение без смазки); в) зависимость коэффициента трения / стали ЗОХГСА
по стали ЗОХГСА при трении в среде керосина от критерия Герси (г)ш/р)-10~3
лов, при которых имеет место стационарный режим трения. Обычно
продолжительность интервала каждой ступени испытания составляет 15 мин.
На такой ступени выявляются предельные условия, в которых у пары
тРения при работе в узле нестационарного трения (фрикционная муфта,
тормоз и т. п.) могут возникать такие негативные явления как схватыва-
Ние, катастрофический износ, вибрация. На рис. 14 показано на примере
ПаРы трения УФКМ + УФКМ появление вибрационной составляющей
Коэффициента трения. Она зависит от режима испытаний и технологии
Изготовления. В реальном тормозе, где торможение происходит на
нестационарном режиме, продолжительность вибрационного воздействия
существенно меньше, чем на стационарном, однако и этого времени может
даться достаточно для возникновения резонансных явлений с элемен-
аМи конструкции, что может вызвать неожиданную аварию. Оба назван-
396 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
пых выше температурных метола позволяют выявить критические точки
в области рабочих характеристик триботехнических материалов (рис. 14).
Обычно критические точки (см. рис. 14) для пар трения и смазочных
материалов выявляют стандартными методами при испытаниях на
малогабаритных образцах. Однако следует учитывать, что для большинстпа
сочетаний материалов сдвиг критической точки вправо существенно
повышает себестоимость трибосопряжения.
Поэтому при проектировании yxia трения конструктор должен
располагать данными лабораторных испытаний, которые позволяют ему
избежать избыточного запаса ресурса. Эти данные необходимы для правильной
интерпретации результатов ускоренных испытаний с учетом того, что у
одной и той же пары трения при различном конструктивном оформлении
и технологии изготовления различная долговечность (рис. 15).
/
0,5
0,25
п = 700 мин
tf = 185°С
Испытания при Ра = 0,45 МПа
X
/f n = 700 мин '
1? = 209°С
f\
0,5
0,25
' п= 1000 мин '
1? = 200°С
I.
/
0,5 ■
0,25
п — 2000 мин
1? = 784°С
* t
Испытания при Ра= 0.8 МПа
/t (1= 1000 мин"
■д = 478° С
■I
0,5 0,5
^ywwmtMtm. о.25 ^ЩЩШШ
-I
/t n= 2000 мин
tf = 700° С
Испытания при Ра = 1,1 МПа
/1
0,5
0,25
' п = 700 мин '
■& = 191°С
1.
/
0,5 ■
п= 1000 мин
■& = 5 49° С
/
0,5
0,25 ^р~~. о^^щщдщщад
2000 мин
:770°С
Рис. 15. Изменение значений коэффициента трения / и температуры фрикционного
разогрева t? при различной частоте вращения п от продолжительности испытания '
пары трения УФКМ + УФКМ (углеродный фрикционный композитный материал)
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 397
Полученные в результате таких испытаний характеристики иногда
выражают обычной бинарной зависимостью вида выходного параметра р\
как функции параметра режима испытаний р2, т.е. р\ — гр(р2)- Однако
наметилась устойчивая тенденция вместо р2 применять обобщенную
переменную в виде стандартного критерия (Bi, Fo, Me иди Герси), а также
в виде критерия, полученного из каких-либо общих логических
соображений. Последние лучше проверять, представляя как произведение
стандартных критериев.
Критерий — безразмерный степенной комплекс, составленный из
величин, характеризующих моделируемый объект. По сложившейся в
течение десятилетий международной практике апробированным критериям
присваивают имя известного ученого. Апробированными считаются толь-
коте критерии, которые проверены на основании обширного, корректного
с точки зрения математической статистики эксперимента.
Такодо рода зависимости получают обычно в результате
рационального цикла триботехнических испытаний (РИМ), типовая схема этапов
которого представлена на рис. 16.
РЦИ — это такая последовательность триботехнических испытаний
в сочетании с рядом вспомогательных исследований, которая позволяет
на простых образцах в результате последовательных испытаний
всесторонне оценить работоспособность пары трения. При этом обоснованно
выявляются границы применения пары трения по определяющему параметру
(температуре или нагрузке), приемлемость пары трения для заданного
режима (на основании математико-физического моделирования),
возможность применения пары в заданных средах или климатических условиях.
Такой РЦИ базируется на известной теореме Тьюринга, согласно
которой, если мы на одной модели хотим воспроизводить все стороны
натурного объекта, то модель обязана быть тождественна натуре. Другими
1-й этап
Фрикционно-износные
характеристики
___^узла трения
2-й
3-й этап
Выявление области применения пары трения
Фундаментальный эксперимент
Фрикционно-износные характеристики
при заданном конструктивном
оформлении узла трения.
Ускоренный молельный эксперимент
Оценка влияния конструкции машины
на фрикционно-износн1>де характеристики
пары трения.
Натурные испытания узла трения в машине
Рис. 16. Типовая схема этапов рационального цикла последовательных
испытаний триботехнических материалов
398 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
словами, мы возвращаемся к первому подходу, т. е. натурным
эксплуатационным испытаниям уна в составе машины. РЦИ предполагает
декомпозицию натуры, но с обязательным воспроизведением тех или иных
условий эксплуатации пары трения либо в режиме стационарного трения
либо в режиме нестационарного трения.
Выявленные в начале РЦИ границы применения пары трения
требуют подтверждения, для чего используются, например, методы
металловедческого анализа. Имеются в виду превращения в материалах, которые
оказывают существенное влияние на триботехнические свойства, такие
как изменение твердости, изменение демпфирующих свойств материалов
пары трения и т.д. Внутри этих границ целесообразно применять
определенные математические методы, в частности, математическое
моделирование, математико-физическое моделирование по упрощенным
технологиям и статистический анализ по репрезентативным выборкам.
Количественная опенка с требуемой достоверностью достигается
использованием материалов одной партии для всех этапов рационального
цикла испытаний, выбором объема контролируемой выборки и
назначением допустимой погрешности измерения в соответствии с
рекомендациями математической статистики для определенного вида распределения
(как правило, нормального).
Элементы пары трения контактируют друг с другом, рабочей и
окружающей средами, причем некоторые из этих сред могут быть химически
активными или действовать как катализаторы химических процессов.
При хорошей совместимости материалов изменение их свойств
вследствие взаимодействия со средами в течение расчетного ресурса должно
происходить в заданных пределах. Совместимость оценивают на
основании результатов комплекса физико-механических испытаний (прочности,
тепло- или морозостойкости, термостарения и т. п.) и, конечно, фрикии-
онно-износных испытаний, в число которых входит РЦИ. В некоторых
отраслях триботехники приняты критерии оценки пригодности
материалов в баллах, в других — в классах износостойкости.
Число экспериментов щ необходимых и достаточных для испытания
трибосопряжения или его модели, определяют по рекомендуемой теорией
надежности формуле
где: zp — коэффициент, соответствующий заданной вероятности; о"г "
генеральная дисперсия (например, рассеяние времени трения или
диапазон колебаний износа элемента пары трения); ет — заданная погрешность
определения контрольного параметра (например, контрольным
параметром является время, задаваемое с погрешностью не более 0,5 с).
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 399
При расчете надежности триботехнических экспериментов,
результаты которых не связаны непосредственно с жизнью людей, вероятность
обычно выбирают равной 0,6-0,85.
Учитывая, что эксперименты требуют больших затрат времени и
материальных средств, получают развитие методы, позволяющие уменьшить
объем физического эксперимента, заменив его частично на статистический.
На втором этапе РЦИ (рис. 16) получили развитие теория подобия
и физическое моделирование, которые являются перспективными методами
организации лабораторного эксперимента с целью получения трибологи-
ческих характеристик, с последующим распространением их на натурные
трибосопряжения. Условием, обеспечивающим возможность
количественного переноса данных исследования модельного объекта на натурный,
является подобие этих объектов, что характеризуется равенством
безразмерных комплексов (критериев подобия) в сходных точках подобных объектов
(натурного и модельного). Такими критериями подобия (обобщенными
переменными) могут быть известные безразмерные соотношения,
отражающие режим работы сопряжения. К ним относятся критерий тепловой
гомохронности (число Фурье) Fo = at/l2, где: I — характерный размер;
t — время; а — температуропроводность (а = \/(ср), где: А —
теплопроводность; с — теплоемкость; р — плотность); критерий теплового
подобия (число Пекле) Ре = vl/a (v — скорость), представляющий собой
меру отношения интенсивности переноса тепла конвекцией к
интенсивности переноса тепла теплопроводностью при вынужденном движении;
критерий гомохронности 7гр = tp/t (tp — характерное время реакции;
t — текущее время); критерий напряженного состояния (безразмерная
площадь фактического контакта) 7га = р/НВ или 7га = /р/НВ, где: р —
удельная нагрузка; НВ — твердость по Бринеллю более мягкого из
контактирующих материалов; / — коэффициент трения.
Теория физического моделирования процессов трения и изнашивания
в отличие от классической теории подобия позволяет рассчитать
масштабный фактор в виде совокупности масштабных коэффициентов перехода
(МКП) от модели к натурному объекту. Для этого можно использовать
анализ размерностей совместно с теорией подобия, но могут быть также
применены энергетический и энергоинформационный методы. Укажем
порядок расчета МКП энергетическим методом.
Составляют уравнение энергетического баланса энердетического
процесса так, что в левой его части располагают генерированную в процессе
трения энергию, а в правой части — сумму слагаемых, каждое из которых
°писываетодин из каналов диссипации энергии (например, фрикционный
Разогрев, структурные превращения в трущихся телах, их диспергирова-
Ие> химические превращения в смазочном материале и т.д.).
Получают безразмерные комплексы критериев путем деления правой
асти уравнения на его левую часть. Эти критерии типа я"; = VTj/VT рас-
400 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
сматриваются как критерии подобия, т.е. они равны у модели и у натуры.
Иначе говоря, в симплексной форме они имеют вид С„1 = п[/щ, где л-'
и 7Г, — критерии подобия соответственно модели и натуры.
Далее составляют уравнения подобия. Для получения единственного
значения масштабного фактора необходимо и достаточно иметь замкнутое
описание исследуемого процесса, т. е. число критериев пк должно бып,
равно числу тк параметров уравнения. Если nK > mK, to надо ввести
пк — ток краевых условий, например, идентичность материалов на модели
и натуре. Тогда Cc\,2j — 1. Cai.2.3 = Г £7,1.2 = 1, Сн\л = 1 и Т-Д-- гае;
Сс — симплекс теплоемкости; С\ — симплекс теплопроводности; С;1 —
симплекс коэффициента Пуассона; Сц — симплекс твердости; индексы
1, 2, 3 относятся к 1 и 2 трущимся телам и к смазочному материалу.
Необходимо, чтобы краевые условия включали параметры, оказывающие
существенное влияние на трибологический процесс.
Конкретные значения МКП, как следует из теории моделирования
изнашивания, зависят от дополнительных условий (например, от условия
равенства температур поверхностей трения модели и натуры). Такие
условия позволяют применять сжатый, растянутый или нормальный масштаб
времени и выполнять моделирование при ускоренных испытаниях.
После расчета МКП обязательно анализируют, возможна ли их реализация
на имеющихся лабораторных установках по найденным параметрам
режима испытаний — скорости, нагрузке, моменту инерции маховых масс
(для задач нестационарного трения), исходной температуре пары трения
(с учетом подогрева, реже — охлаждения). В ходе анализа используют
безразмерный комплекс геометрических размеров
г'и " A A S ,5/
в который включены номинальные плошали трения Ал элементов пары
трения модели (индексы м1, м2) и натуры (индексы н1, н2), а также
характерные размеры S этих элементов в виде отношения свободной
поверхности к объему. В соответствии с теорией тепловой динамики
трения и износа (ТДТИ) для нестационарных процессов учитывают только
часть элемента пары трения, ограниченную эффективной глубиной 65ф
проникновения теплоты в материал. Из приведенной формулы видно, что
значение Сп.2 можно варьировать, изменяя размеры модельных образцов.
Затем проверяют совместимость уравнений и решают их совместно
в матричной форме. В правую часть уравнений переносят члены,
содержащие комплексы геометрических размеров. В результате получают значения
параметров модели в виде р' =рСап,2-
Поскольку Сап,2 < 1, то испытания на малых модельных образцах
проводят при меньших скоростях и нагрузках или при меньшем времени
испытаний, чем на натурных конструкциях. При соблюдении этих условии
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 401
учет масштабного фактора позволяет получать на модели такие фрикци-
онно-износные характеристики, как на натурном трибосопряжении. Если
исследователь при воспроизведении режима работы натурного узла
трения ограничивается, как это часто делают, воспроизведением удельной
нагрузки р (при одинаковых материалах модельного и натурного образцов
это соответствует постоянству критерия р/НВ). то должно быть
предусмотрено строго определенное изменение других параметров — скорости,
температуры нагрева и продолжительности испытаний. То же относится
к воспроизведению на модели температуры в контакте, скорости
относительного перемещения и прочих параметров натурного сопряжения.
Все предлагаемые решения могуг быть проверены либо на моделях
в лабораторных условиях, либо при ускоренных испытаниях. Однако, для
того, чтобы результаты таких испытаний были объективны,
необходимо и достаточно подобие между физическими полями при испытаниях
в обычном эксплуатационном режиме (т.е. натурных) и при ускоренных
модельных испытаниях. Подобие доказывается известными способами.
При ускоренных испытаниях на трение и изнашивание используют
такие методы и условия их проведения, которые обеспечивают получение
необходимой информации в более короткие сроки, чем при
эксплуатационных, стендовых или лабораторных испытаниях.
Эффективность ускоренных испытаний оценивают коэффициентом
ускорения, т.е. отношением математических ожиданий
продолжительности нормальных и ускоренных испытаний:
ЛГ, = ^->1,0.
где: X) Г„ — время испытаний при нормальном режиме, ч; X} Ту — время
ускоренных испытаний, даюших тот же, что и нормальные испытания,
эффект (износ, температуру узла, параметр шероховатости поверхности
трения, коэффициент трения и др.).
Условием достоверности выбранного режима ускорения является
идентичность при нормальном и форсированных режимах видов трения и
износа, температурных полей, полей напряжений и деформаций, структуры
и микротвердости материалов по глубине контактирующих тел, а также
параметров шероховатостей поверхностей.
Сложность методов ускоренных испытаний на износостойкость
состоит в том, что интенсификация режимов трения (нагрузки, скорости)
Приводит к существенному изменению полей напряжений, деформаций
и температур материалов как в тонких поверхностных зонах контактов,
Так и объемах, что изменяет картину разрушения и старения материалов
и в итоге может привести к переходу одною вила изнашивания в другой
с° всеми вытекающими отсюда последствиями. Недостаточная оценка
402 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
особенностей этих процессов приводит к дополнительным погрешностям
при моделировании трения и изнашивания.
По завершении РЦИ анализируют результаты всех этапов. После
введения коэффициентов запаса полученную информацию применяют для
прогнозирования надежности отдельных узлов и машины в целом.
Рассмотренный РЦИ наиболее эффективен при разработке принципиально
новых конструкций машин и модернизации крупногабаритных машин.
В первом случае на стадии проектирования машины удается разработать
трибосопряжения, обеспечивающие заданный ресурс. Во втором случае,
кроме существенной экономии материалов (так как модельные образцы
обычно малогабаритны), сокращения времени, необходимого для
подготовки эксперимента, связанного с монтажом и демонтажом узла трения,
удается значительно уменьшить общее машинное время. В результате
экономический эффект от использования лабораторных испытаний
складывается из экономии материалов, уменьшения затрат на монтаж и
демонтаж трибосопряжения, на обслуживающий персонал и, самое главное, —
на простои машин в период эксплуатации в связи с ремонтами.
Разработка и выполнение РЦИ для крупных машин позволяют экономить
до 30-50 руб. на 1 руб. затрат при наличии у предприятия испытательной
лаборатории.
Если для узлов трения машины применяют типовые конструктивные
решения и серийные пары трения, то для выбора материалов достаточно
использовать только этапы РЦИ, основанные на моделировании.
Ускоренным испытаниям (УИ) пар трения восстановленных трибосо-
пряжений обязательно должны предшествовать первые этапы РЦИ, на
которых выявляются границы области применения материалов в
зависимости от изменения определяющего параметра. В качестве определяющего
параметра назначают либо нагрузку, либо температуру в зоне трения.
Когда при заданных значениях приложенных полей какая-либо механическая
переменная неоднозначна, точка, выше (или ниже) которой
неопределенность исчезает, принимается в качестве критической.
Под средствами для трибологических испытаний понимают не только
испытательные стенды и машины трения (трибометры, триботехнические
комплексы), но и все то, что относится к инфраструктуре таких
испытаний. Прежде всего, это инструменты и приборы, позволяющие
контролировать изменение линейных размеров, массы, температуры, силы, частоты
вращения, твердости и т.д. Кроме того, развитие получили всевозможные
современные средства для оценки качества поверхности трения
(шероховатости, волнистости, микротвердости) и исследования изменения
структуры, напряженного состояния, акустических свойств и т. п. серийные
средства проведения триботехнических испытаний и сопутствующих им
измерений, которые выполняются со строго регламентированной
погрешностью. Анализ причин погрешностей и отыскание их абсолютных зна-
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 403
чений являются самостоятельной достаточно сложной задачей, которая
в полном объеме решается только применительно к серийно
выпускаемым средствам. В России такие задачи решены, например, фирмой АО
Лочприбор» (г. Иваново), выпускающей серийные средства/идя триботех-
нических испытаний, которые были разработаны совместно с Институтом
машиноведения им. А. А. Благонравова РАН. а также организациями
Госстандарта.
Не останавливаясь на многочисленных классификациях машин
трения, отметим, что наряду со специализированными для испытаний по
заданной схеме контактирования в соответствии со стандартом в последние
десятилетия появились универсальные машины трения, созданные как
в России, так и за рубежом (АО «Точприбор», Россия; Шимадзу,
Япония; Вольпер—Амслер. Германия и др.). Конструктивные решения таких
машин предусматривают применение от трех до восьми сменных схем
испытаний и универсальные измерительные и регистрирующие схемы.
Универсальные машины трения относятся к наиболее широко
представленному классу машин стационарного трения.
Режимы трибологического процесса в конце XX в. реализуются на
машинах трения с различными схемами контакта трущихся образцов. Нашли
применение следующие разновидности номинального фрикционного
контакта (рис. 17): по площади (1-5), линейный (6-10) и точечный (11 — 13).
1. Торцевой контакт вращающейся и неподвижной втулок.
Применяется в серийных машинах трения ИМ-58 и триботехнических комплексах
типа «Унитриб» (УМТ-1, 2168 УМТ) и др. Широко используется при
реализации метода оценки фрикционной теплостойкости. В этом случае
неподвижная и вращающаяся втулки прижимаются друг к другу торцами
заданным осевым усилием, а температура фрикционного разогрева
ступенчато повышается путем увеличения частоты вращения неподвижного
образца. При каждой из температур разогрева оценивают фрикционные
и износные характеристики сопряжения.
2. Контакт торца неподвижного цилиндрического образца и
вращающегося диска. Применяется также в комплексах «Унитриб» (2168 УМТ)
и в серийной пол!>ской машине Т-01М. В другом варианте этой схемы
с вращающимся диском контактирует поступательно перемещающийся
Цилиндрический образец; траектория при этом представляет собой спи-
Раль Архимеда. Такая схема используется в машинах для испытаний на
изнашивание о закрепленный абразив. Наиболее известна машина Х4-Б,
Позволяющая оценивать относительную износостойкость твердых тел при
^ении по шлифовальной шкурке (ГОСТ 17367-71).
3. Контакт плоских образцов, один из которых совершает возвратно-
п°сЩпательное перемещение. Осуществляется в машинах трения 77 МТ,
'68 УМТ, а также является одной из схем трения, реализуемых в вибро-
404 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Рис. 17. Схемы контактов элементов пар трения: N — нагрузка на узел трения;
ш — угловая скорость; п — частота осцилляции; v —линейная скорость
трибометре фирмы «Оптимоль» (ФРГ). В последнем случае осциллирует
верхний образец, а нижняя пластина неподвижна.
4. Схема трения вал — подшипник. Реализуется в серийных машинах
трения и комплексах АО «Точприбор» (г.Иваново): УМТ-1, 2168 УМТ,
СМГ-1, СМЦ-2, ИИ 5018 и в других установках. В различных вариантах
может осуществляться либо возвратно-вращательное движение, либо
вращательное.
5. Схема трения вал — частичный вкладыш. Применяется в машине
ИИ5018, в ряде ранних моделей этой машины (СМТ-1, СМЦ-2, МИ-1м).
в машине трения фирмы «Амслер». Используется, в частности, при
лабораторных испытаниях с целью оценки относительной прирабатывае-
мости и стойкости к заеданию антифрикционных материалов и
покрытий на металлической основе при трении в режиме смешанной смазки
по ГОСТ 23.215-84. Частота вращения от 50 до 1500 об/мин.
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 405
6. Схема трения вращающийся ecu — прямоугольный брусок. Одна из
наиболее распространенных схем в трибологии. Используется в машине
трения фирмы «Тимкен». а также в ряде методик, реализуемых на машинах
трения. осуществляющих вращательное движение вала (машины Шкода-
Савина. МИ-1м. Т-05).
На машине Тимкен при частоте вращения вала — ролика 800 мин"1
/Либо при 3600 мин"' по методике фирмы «Форд») методом ступенчатого
нафужения оцениваются противозадирные свойства смазочных
материалов (по ASTM I) 2509 — пластинчатых смазок, по ASTM 1) 2782 —
индустриальных и релукторных масел) либо в широком интервале
изменения частоты вращения вала и нагрузок на узел трения исследуют
противоизносные свойства масел. Согласно ГОСТ 23.204-78, данная
схема применяется при экспериментальной оценке истирающей способности
обработанных радиальных поверхностей цилиндрического образца,
изнашивающего плоскую поверхность эталонного образца. Линейный контакт
быстро превращается в контакт по плоскости.
7. Схема трения вал — два вкладыша. Диаметр вала несколько меньше,
чем диаметр отверстия во вкладышах, так что в подобной схеме
осуществляется начальный линейный контакт. Эта схема применяется в известной
маслоиспытательной машине Алмен—Виланд (диаметр вала 6,35 мм,
диаметр отверстия на 0,178 мм больше). Испытания на этой машине
проводят при ступенчатом повышении нагрузки на узел трения до реализации
заедания.
8. Схема трения сфера — кольцо. Вращающийся шар контактирует
с контртелом по сферической поверхности в виде пояска. Ширина пояска
очень мала (обычно 0.2 мм), поэтому контакт в первом приближении
может рассматриваться как линейный. Такая схема предусмотрена
температурным методом оценки смазочной способности масел (ГОСТ 23.221-81),
реализуемым на машинах трения КТ-2 и МАСТ-1.
9. Схема контакта — вращающийся валик обжимается с двух сторон
торцами двух цилиндров большего диаметра с V-образным вырезом под углом
90°. Такая схема применена в машине трения фирмы «Фалекс». Валик
имеет диаметр 6,35 мм, образны нагружаются гидравлически.
10. Схема трения — два вращающихся цилиндра. Если
рассмотренные выше схемы контакта предназначены для воспроизведения трения
скольжения, то по этой схеме может осуществляться как скольжение, так
и качение с проскальзыванием в зависимости от направления и величины
Угловых скоростей Ш\ и он. Она широко применяется при моделировании
^ения в зубчатых передачах. Воспроизведена в различных машинах тре-
Ния: в серийных ИИ 5018. СМТ-1. CMLI-2, Амслер, МИ-1м и в некоторых
Специальных роликовых стендах. В ряде случаев стенды дают возможность
Изменять скорости каждого ролика в отдельности, что позволяет получить
406 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
либо различные соотношения скоростей скольжения и качения, либо
чистое качение, либо угловое или чистое скольжение.
11. Схема трения — перекрещенные цилиндры. В настоящее время
применяется относительно редко.
Однако достаточно широко распространены схемы точечного
контакта, реализуемого для перекрещенных конуса и цилиндра (в польской
матине Т-04), сферы и цилиндра, конуса и сферы (ГОСТ 23.221-84). При
этом может вращаться один из элементов узла трения или оба (см. рис. 17.
схема II). Если один из образцов при этом поступательно перемешается,
то испытание будет постоянно осуществляться по свежей поверхности.
Использование точечного контакта трущихся тел при трибологических
испытаниях во многих случаях весьма рационально. Во-первых, пары
трения с точечным контактом позволяют реализовать высокие контактные
давления, характерные для таких ухзов трения, как зубчатые передачи,
подшипники качения, сопряжения кулачок — толкатель и т.д.
Во-вторых, они не требуют приработки для обеспечения конформности
контактирующих поверхностей. И, наконец, пятно износа легко
контролировать. Определенная сложность возникает при воспроизведении натурных
пар трения с контактом по плоскости на модели с точечным контактом,
поскольку может быть нарушено правило академика А. Г. Назарова,
согласно которому «площадь контактной поверхности должна обеспечивать
размещение не менее 100 структурных единиц». В этом случае
достигается минимальная погрешность эксперимента. Нарушение этого
правила, когда габариты образцов уменьшены, приводит к росту погрешности
и увеличению объема эксперимента. Разумеется, пары трения с
точечным контактом (например, опоры качения) достаточно корректно
воспроизводятся на модели узла трения с точечным контактом. Но наиболее
широко испытательные узлы трения с точечным контактом используют
при сравнительных испытаниях смазочных материалов (ГОСТ 9490-75,
ГОСТ 23.221-84, РД 50 531-85 и др.).
12. Схема трения сферы и плоскости. Распространена достаточно
широко. Относительное перемещение элементов этой трущейся пары
осуществляется либо по схеме 2 (сфера, контактирующая с вращающимся
диском, как, например, в машине трения ДС-1), либо по схеме 3 (сфера,
контактирующая с поступательно или возвратно-поступательно
движущейся пластиной, как в известной машине Боудена—Лебена и в одной
из схем трения, реализуемых в вибротрибометрах SRV фирмы «Оптимоль»
соответственно).
13. Четырехшариковая схема трения, в которой вращающийся
верхний шарик, зажатый в шпинделе машины, контактирует с тремя
нижними, установленными в специальной оправке в горизонтальной плоскости
симметрично относительно оси шпинделя. Такая схема трения
использована в самой известной маслоиспытательной машине. В зависимости
г
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 407
оТ конструкции оправки четырехшариковая машина может
воспроизводить трение скольжения или трение качения. Наиболее распространена
четырехшариковая машина скольжения, в которой нижние шары
диаметром 12,7 мм зажаты в оправке и остаются неподвижными, в то время
как верхний шарик, вращаясь с частотой 1500-1760 мин"1 под нагрузкой,
образует на нижних лунки, размеры которых характеризуют
исследуемые масла. Машина широко применяется для оценки противозадирных
свойств масел методом последовательного нагружения нагрузкой Рс
узла трения до наступления сваривания шариков. При этом регистрируют
нагрузку (критическую Рк), начиная с которой диаметр пятна износа
на нижних шарах резко возрастает. Относительный средний износ при
высоких нагрузках — индекс задира — также является важной
характеристикой смазочного материала. Указанные характеристики противоиз-
носных свойств смазочных материалов регламентируются ГОСТ 9490-75,
для масел и пластичных смазок — стандартами ASTM D 2783 и ASTM
D 2596 соответственно. Аналогичные методы испытаний зафиксированы
документами IP 239 (Великобритания) и DIN 51350 (ФРГ).
На четырехшариковой машине оценивают противоизносные
свойства смазочных материалов путем испытания при постоянной нагрузке
(ГОСТ 9490-75) в течение 60 мин. Известны отечественная
четырехшариковая машина ЧМТ-1, английская машина фирмы «Шелл» и польский
тестер Т-02, на которых оценивают и противозадирные, и
противоизносные свойства масел. Выпускают мощные четырехшариковые
машины, которые позволяют оценивать противозадирные свойства (Four-Ball
ЕР Test Machine), и маломощные машины для опенки противоизносных
свойств масел (Four-Ball Wear Test Machine). Так, американская фирма
«Фалекс» выпускает четырехшариковые машины марки «Роксана» обоих
типов. Машина первого типа позволяет варьировать осевую нагрузку от 60
ДО 10000 Н. второго типа - до 500 или 1800 Н (ASTM D 2266).
Другой метод оценки противоизносных свойств смазочных
материалов на четырехшариковой машине, регламентируемый методическими
Указаниями Госстандарта РД 50 531-85, сводится к тому, что при
постоянной нагрузке на нижних шарах образуются лунки, размеры которых
Периодически измеряются, а о противоизносных свойствах смазочных
материалов судят по значениям параметров функции,
аппроксимирующей зависимость интенсивности изнашивания от давления. Метод более
Информативный, чем стандартный, но более трудоемкий.
Существует вариант четырехшариковой машины с весьма медленным
вРащением шпинделя для минимизации фрикционного нагрева
контактирующих поверхностей и разделяющего их слоя смазочного материала
(искания на таких машинах проводятся в соответствии с ГОСТ 23.221—84
Ри объемном нагреве узла трения от внешнего источника тепла, так что
емпература в контакте практически не отличается от объемной). Смазоч-
408 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
ную способность масел характеризую! переходные температуры,
свидетельствующие об обраювании и разрушении граничных смаючных слоев.
В другом варианте четьдрехшариковой машины с частотой вращения
1500-1700 мин ' нижние шары не зажаты в оправке, а катятся (с
некоторым проскалыыванием) по внутренней поверхности оправки, в качестве
которой применяют наружное кольцо шарикоподшипника либо
изготовляют ее специально. Такие машины применяют для опенки противопит-
тинговых свойств смаючных материалов. Согласно стандарту
Великобритании IP 300, испытания проводятся под нагрузкой 6000 Н ло наступления
питтинга.
14. IhimuuiapuKoean схема трения. В качестве испытательных образцов
используются стандартные стальные шарикоподшипники,
отличающиеся однородностью структуры и состава и высоким качеством обработки
поверхности, что обеспечивает хорошую воспроизводимость результатов
эксперимента. Рабочий узел пятишариковой машины трения —
пирамида из 5 шаров диаметром 9,52 мм. Верхний и нижний шары закреплены
на торцах валов, каждый из которых может вращаться самостоятельно.
Если удержать от вращения чашку, то при вращении валов с нагруженными
вертикальными шарами горизонтальные шары обкатываются но
наружному кольцу чашки, и узел трения имитирует работу подшипника качения.
Если же нижний шар не надружен, то имитируется работа радиально-
упорного подшипника.
Выше перечислены только названия отечественных и зарубежных
серийных машин трения, которые эксплуатируются в нашей стране. В мире
выпускается более 150 марок машин, поэтому обеспечение средствами
испытаний лаборатории не является проблемой.
При выборе схемы испытаний следует оценивать возможность
воспроизведения на модельном узле трения нагруженного состояния, типа
движения (поступательное, возвратно-поступательное, вращательное —
качение, качение с проскальзыванием, скольжение), а также
температурного режима, которые имеют место в натурном узле трения.
Температурный режим во многом определяется коэффициентом взаимного
перекрытия (отношением номинальных площадей, по которым на
контактирующих образцах осуществляется процесс трения), влияющим на
распределение тепловых потоков. Коэффициент взаимного перекрытия Ке>
(на рис. 17 для схем I и 2 КП} равен 1 и 0 соответственно) определяет
также возможность поступления активных компонентов среды во
фрикционный контакт, что воздействует на результаты испытаний, поскольку
заметно влияет на условия образования защитных пленок, в частности
на время между последовательными контактами, за которое эти пленки
образуются. При использовании метода физического моделирования
значительное число этих требований учитывается автоматически.
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация меюдов 409
В машинах нестационарного трения (например. ИМ-58) в привод
вводят дополнительные узлы. Они должны обеспечивать своевременное
подключение к валу машины необходимых маховых масс. На валу
закреплена головка, в которую устанавливается oopaicii. -)ди маховые массы
запасают в процессе разгона энергию, которая при торможении в
дальнейшем диссипируется (рассеивается) испытуемой парой трения. Кроме
этого, в соскш привода вводится муфта включении (зубчатая или
фрикционная электромагнитная), которая даст возможность после окончания
процесса разгона непосредственно перед началом торможения отключать
механическую часть привода (двигатель и передачу). Эта часть привода,
содержащая узлы, в которых рассеивается энергия, создает
непрогнозируемые потери, которые не удается надежно установить расчетно-экспе-
риментальными способами.
Машины типа «Унитрпб», ИИ-5018 проходят метрологическую
экспертизу, в результате которой строго регламентируется погрешность измерения
нагрузки на пару трения; она. как правило, не должна превышать 2%.
Выходные параметры трибологического процесса — это износ
трущихся тел, величина момента трения, температура в трибологическом
контакте, путь и время. Современные исследователи, используя
достижения техники измерений, оценивают также такие характеристики
трибологического процесса, как, например, доля металлического контакта,
продолжительность единичного контакта, акустическое излучение и т.д.
Измеряется износ линейный (в направлении, перпендикулярном
изнашиваемой поверхности в измеряемой точке) или объемный, который
может определяться по потере массы образцов, находящихся в контакте.
Выбор метода измерений износа определяется требуемой точностью
получаемых результатов. Гак, при измерении линейною износа с помощью
штангенциркуля погрешность (дисперсия) составляет -±0.05 или 10"1 мм,
с помощью микрометра — ±0.004 или 8-10 '-' мм. с помощью оптиметра —
±0,0005 или 10"3 мм (по паспорту). Погрешность замеров уменьшается
При увеличении числа замеров. Согласно ГОСТ 27X60-88, линейный износ
Может быть определен с помощью нрофилографирования. При этом
определяется разница высот профиля до и после ишашивания исследуемой
Детали путем совмещения нрофилограмм после определенною этапа
изнашивания. Путем однократного профилодрафирования можно измерить
"Зное на каждом этапе испытания, если после каждого этана испытания
Уменьшается хотя бы один размер изнашиваемого участка образца. Износ
Определяют после проведения всех этаподз испытания, описывая на про-
ФИлограмме сохранившиеся на поверхности обраша участки изношенных
Поверхностей, сформировавшиеся на различных лапах испытания.
Малые износы замеряются, например, методом искусственных баз.
^Сли при использовании метола профидографироваппя за базу для из-
^еРений износов принимают испзношеннып участок поверхности, что
410 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
Рис. 18. Схема испытаний на дисковой машине трения
не всегда возможно (допустим, если изнашивается вся поверхность или
до неизношенного участка большое расстояние), то при этом методе база
создается искусственно и ею служит дно специально нанесенных на
поверхность отпечатков или лунок.
Наиболее широко распространено измерение силы трения путем
оценки деформации упругого элемента. Такое силоизмерительное устройство
применено в машине ДСЦ (рис. 18), предназначенной для оценки
антифрикционных свойств смазочных материалов. В этой машине
осуществляется трение между вращающимся на валу I диском 2 и сферическим
образцом 3, помещенным в оправку 4, установленную в гнезде рычага 5,
который укреплен на оси 8. Силоизмерительное устройство представляет
собой тонкое динамометрическое кольцо 7, изготовленное из
пружинной стали, которое имеет возможность деформироваться только вдоль оси
рычага под воздействием силы трения Эта деформация воспринимается
наклеенными на его поверхности датчиками сопротивления 9. Эти
датчики под воздействием силы трения деформируются вместе с кольцом 7, что
влечет изменение омического сопротивления, для преобразования
которого в активный сигнал используют специальные устройства (потенциомет-
рические делители напряжения и измерительные мосты). Керамическая
вставка 6 исключает перегрев тензометрического устройства от
нагревателя, которым снабжен узел трения.
Кроме датчиков сопротивления, для измерения деформации упругого
элемента могут применяться пьезоэлектрические или индукционные
датчики, механотронные или другие датчики перемещения.
Другой выходной характеристикой процесса трения, которая часто
применяется для оценки антифрикционных свойств подвижного
сопряжения, является температура контакта. Следует при этом различать среднюю
(объемную) температуру тела, температуру поверхности и мгновенную
температуру на пятне фактического контакта. Первую из них замерить
достаточно просто, последнюю оценивают расчетным путем либо косвенно
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 411
АО физическим или металлографическим изменениям в поверхностях
трения (пластическое упрочнение материала, внутренние напряжения,
изменения в микроструктуре, образование химических соединений в результате
реакции со средой и т.д.). Среднюю (объемную) температуру
поверхности определяют путем измерения на заданном расстоянии от поверхности
контакта. Более корректно оценивать температуру, зная температурный
градиент в поверхностном слое. Измерения при этом проводятся с по-
мошью термопар — искусственных, полуискусственных и естественных.
Обычно искусственная термопара, предварительно огтарированная, либо
устанавливается в теплопроводном материале элемента пары трения на
заданном расстоянии от поверхности трения, либо приваривается ударно-
контактной сваркой к латунной капсуле, вмонтированной в поверхность
трения элемента с низкой температуропроводностью. Существуют также
бесконтактные методы измерения температуры трущихся тел (с
использованием плавких металлических термометров, термокраски,
термовкладышей), так называемые оптические методы (при помощи радиационных,
яркостных, цветовых пирометров и т.д.). Данные методы следует
применять лишь в случае, если нет возможности использовать контактные
методы, которые более точны.
Как при создании испытательных станций и лабораторий, так и при
совершенствовании уже работающих необходимы автоматизация
эксперимента, компьютерная обработка его результатов и накопление их в банке
данных. Так, триботехнические комплексы типа «Унитриб»
предусматривают вывод информации на компьютер, так же как и польские машины
от Т-01 до Т-10 и большинство машин трения западных фирм.
Машины трения предназначены как для проведения массовых (в том
числе стандартных) испытаний пар трения, так и для научных
исследований. Они применяются практически во всех отраслях промышленности.
Вместе с тем работа с такими машинами требует определенною опыта, т. е.
постоянства обслуживающего персонала. Например, перед началом серий
испытаний новых пар трения специалист должен определить, не
выходят ли регистрируемые параметры (момент от сил трения, температура
и т. п.) за пределы допустимых. Нецелесообразна работа на резонансных
режимах, когда частота возмушаюшей силы трения близка к
собственной частоте системы образен — силоизмеритель. Такая ситуация
приводит к резкому увеличению погрешности измерения. По этой же причине
не следует допускать работу в режиме схватывания.
Применение рассмотренной выше испытательной техники в
сочетании с расчетно-экспериментальными методами определения температуры
в элементах пары трения и смазочном материале с учетом масштабного
Фактора при моделировании трения и изнашивания, а также критериев
Для сопоставления результатов экспериментов позволяет существенно
сократить сроки проектирования узлов трения и в десятки раз уменьшить
414 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
направление оценки качества трибосопряжений (И. Г. Горячева, М. А. Га-
лахов и др.) следует всемерно развивать и поддерживать, как требующее
минимальных затрат времени и средств, но иметь в виду при этом
опасность негативных последствий экстраполяции.
Следующей группой методов являются расчетно-экспериментальные,
когда основой математического описания является замкнутая система
уравнений, некоторые из которых описывают эмпирические результаты
испытания исследуемой пары трения с учетом среды, полученные по
стандартизованной методике. Такая группа методов, получившая название
тепловой динамики трения (А. В. Чичинадзе, А. Г. Гинзбург и др.), позволяет
на стадии проектирования трибосопряжения с достаточно высокой
точностью оценить фрикционно-износные и температурные характеристики
узлов стационарного (опоры, направляющие) и нестационарнодо
(тормоза, муфты, передачи) трения. Эмпирические результаты, используемые
в расчетах, обычно получают на серийных машинах трения, позволяющих
получить зависимости выходных параметров трибосопряжения
(коэффициента трения, интенсивности изнашивания, температуры) от
определяющего параметра режима испытания (нагрузка, температура и т. п.). Эти
методы требуют больших затрат времени и средств, чем преддлдущие.
Наконец, группой, получившей наибольшее распространение в
последней четверти XX в., являются методы испытаний на машинах трения
(трибометры) и триботехнических комплексах. Первые обеспечивают
испытания по одной-двум схемам контактирования, вторые, как правило,
многосхемные. Число таких схем, реализуемых за счет съемных
рабочих узлов, достигает восьми при общем приводе и измерительных
системах. Последние, благодаря развитию микроэлектроники непрерывно
усовершенствуются, позволяя с использованием персональных компьютеров
и стандартных программ выполнять статистическую обработку
результатов эксперимента. Эксперимент строится с учетом методов планирования
(Ю. А. Евдокимов, В. В. Налимов, Е. А. Шведков) и расчетом масштабного
фактора при моделировании. Эти расчеты дают возможность на
малогабаритной модели воспроизводить модальные значения условий
эксплуатации (Э.Д. Браун). В результате испытаний со сравнительно небольшой
погрешностью (около 10%) выявляются модальные значения фрикнион-
но-износных характеристик узла трения.
Очевидно, что этой группой методов и средств для их реализации
целесообразно пользоваться для новых, пока недостаточно изученных, пар
трения, когда невозможно применять две предыдущие группы. Таким
образом, до тех пор, пока материаловеды будут разрабатывать и предлагать
новые классы материалов, использование которых сопряжено с
исследованием явлений, влияющих на работоспособность трибосопряжения.
некорректно ставить вопрос о полной замене триботехнических
испытаний расчетами.
r~
Глава 11
Антифрикционные материалы
Собственно антифрикционных материалов и буквальном понимании
этого термина нет. Правильнее говорить об антифрикционное™ трибо-
логического сопряжения. Под этим следует понимать комплекс свойств
входящих в него компонентов, обеспечивающих скольжение находящихся
в непосредственном контакте твердых тел друг относительно друга с
малыми потерями на трение и с малым износом. По ранее высказанному
М.М.Хрушовым [I] мнению составляющими этого комплекса являются
свойства самого антифрикционного материала (точнее материала,
называемого антифрикционным), материала контртела и смазки. К этому следует
добавить свойства внешней среды и температуры.
Универсальных антифрикционных материалов не существует. Анти-
фрикционтше свойства того или иного материала проявляются при
характерных для данного материала или класса материалов условиях.
Подавляющая часть антифрикционных материалов создавалась для
работы в атмосферных условиях при смазывании маслами и пластичными
(консистентными) смазками нефтяного, а на начальном этапе развития
машиностроения, природного происхождения. Настоятельная
необходимость учета влияния внешней среды и температуры возникла в связи
с развитием высотной авиации, вакуумных технологий и космических
исследований. Пожалуй, впервые на важность учета внешней газообразной
среды пришлось серьезно обратить внимание при катастрофическом
выходе из строя графитовых шеток электродвигателей высотных самолетов.
Было установлено, что графит при отсутствии в атмосфере достаточного
количества паров волы терял свои антифрикционные свойства и быстро
изнашивался |2|. Вторым ярким примером влияния внешней среды на
антифрикционное™ сопряжений является существенное снижение
смазочных свойств углеводородных масел при отсутствии во внешней газовой
сРеде кислорода |3|.
В зависимости от внешней газообразной среды и температуры одни
итеже материалы могут применяться как антифрикционные, так и
фрикционные (тормозные). В качестве примера можно привести материалы
тИпа углерод — углерод при их применении в воздушной среде. В вакууме
Фафит и материалы на ею основе перестают быть антифрикционными.
^Днако при температурах выше 1000° С антифрикционные свойства этих
412 Глава 10. Методы и средства триботехнических испытаний
затраты на подбор фрикционных нар и смазочных материалов но
сравнению с эксплуатационными экспериментами.
В последней четверти XX в. начала бурно развиваться трибофатика
(Н. А. Махутов, Л. А. Сосновский и др.).
Трибофатика — наука об износоусталостных повреждениях и
разрушении силовых систем машин и оборудования. Для реализации ее принципов
созданы информационно-управляющие системы машин серии СИ и методы
измерения и регистрации параметров износоусталостных повреждений.
Машина СИ-01 предназначена для стандартных испытаний материалов на
фрикционно-механическую усталость, а машина СИ-02 — для стандартных
испытаний материалов на контактно-механическую усталость. На полно-
комплексной машине СИ-03 выполняются оба вила испытаний.
В инфраструктуру триботехнических испытаний обязательно входят
замеры микротверлости и твердости, реализуемые применительно к
различным методам измерения.
Протекающие процессы рахтичной природы (химической, тепловой,
механической и т. п.) в трибологических системах невозможно описать
единой математической моделью. Поэтому применение чисто
математических методов существенно ограничено. Приходится разрабатывать
комбинированные методы, например, математико-физического
моделирования, наиболее трудоемкой частью которых является дорогостоящий
физический эксперимент. Этот эксперимент в полном объеме оправдан
для сертификационных испытаний, но он может быть заметно
уменьшен при подборе пары трения с требуемыми по техзаланию служебными
свойствами. В связи с этим важнейшим направлением в
экспериментальном и теоретическом моделировании является отыскание экономически
целесообразного соотношения между дорогостоящим, но необходимым
физическим и относительно недорогим математическим экспериментом
на ПЭВМ. Для этого выполняется статический анализ репрезентативных
выборок, полученных при физическом эксперименте на машинах трения
или разрывных машинах, или твердомерах.
Этот подход позволяет сократить объем испытаний путем
уменьшения числа исследуемых образцов без потери необходимой информации.
Он основан на представлении о процессах контактного взаимодействия
в парах трения как эргодических стационарных случайных процессах,
для которых допустима замена традиционного осреднения информации
по множеству реализаций осреднением информации по времени.
Чтобы оценить характеристики случайного процесса по одной
реализации, полученной на машине трения на достаточно большом участке вре"
мени, следует выяснить характер поведения ее корреляционной функции-
На таком участке времени должно укладываться не менее десяти пролол-
жительностей нестационарной части исследуемого процесса. Это нознО'
ляет не выходить за пределы заданной погрешности эксперимента, ten"
10.4. Унификация, обобщение и стандартизация методов 413
корреляционная функция стационарного случайною процесса при увели-
цении времени убывает и приближается к нулю, то это говорит в пользу
эргодичности процесса. Следует обращать внимание на физическую
сущность исследуемого процесса. В частности, при решении трибологических
задач следует учитывать, что коэффициент трения зависит от температуры
И последовательности температурно-силовых воздействий. У большинства
материалов под влиянием таких воздействий образуется фрикционный
рабочий слой, свойства которого отличны от свойств исходного (сырого)
материала. Поэтому при рассмотрении графиков корреляционных
функций следует указывать температурный режим, характерный для той или
иной частоты вращения. При сопоставлении различных режимов
полезно использовать паспортные характеристики пары трения в виде кривых
фрикционной теплостойкости.
К концу этого периода благодаря успехам прикладной математики
и механики фрикционного взаимодействия (И. Г Горячева) при помощи
персонального компьютера удается решать многие триботехнические
задачи. Создается впечатление (часто не вполне обоснованное), что можно
вообще отказаться от триботехнических испытаний. Под воздействием
специалистов, придерживающихся такой точки зрения, и негативных
последствий реформ 90-х гг. прошлого века, связанных с переходом к рыночной
экономике, резко уменьшилась в нашей стране заинтересованность в
триботехнических испытаниях, особенно связанных с детальным изучением
фрикиионно-износных характеристик. Такие испытания требуют
значительных затрат по сравнению с расчетами по типовым программам на
персональных компьютерах. Некоторые предприятия даже ликвидировали
испытательное оборудование или заменили его на достаточно примитивное,
практически без современных измерительных систем. Такое оборудование
пригодно только для контроля или приемно-сдаточных испытаний.
Вместе с тем, следует четко представлять: при оценке качества трибо-
сопряжений и их элементов, что является целью триботехнических
испытаний, рационально применять один из трех групп следующих методов.
Расчетно-аналшпических, область развития и существования которых
Ограничивается как непрерывно развивающимися и
усовершенствующимися математическими моделями, так и слабой изученностью
поверхностных явлений для конкретной пары трения и среды, в которой она
эксплуатируется. Для конкретных расчетов необходимы и достаточны
переменные, определяемые свойствами пар трения и среды, предварительно
Изученные, что обычно имеет место в прогнозных расчетах, где свойства
°бъемов изотропны. Для анизотропных свойств, характерных для
деформированных поверхностей, покрытых пленками и представляющих собой
Многослойную конструкцию, корректное применение расчетов
ограничено наличием предыдущего опыта применения пары трения в аналогичном
"""Рибосопряжении для близких условий эксплуатации. Вместе с тем, такое
416 Глава 11. Антифрикционные материалы
материалов восстанавливаются [4|. Антифрикционные свойства в вакууме
графитовых материалов могут проявляться и при более нижих
температурах, если при трении необходимые для легкого скольжения по плоскостям
базиса кристаллитов графита вещества поставляются в результате трибо-
химического взаимодействия с материалом контртела [5], или. в случае
покрытий, трибо- и термодеструкиии полимерного связующего [6].
Из сказанного выше следует, что твердые вещества попадают в разряд
антифрикционных (и их можно называть антифрикционными) лишь при
вполне определенных условиях эксплуатации.
В настоящее время антифрикционные материалы (и
материаловедение антифрикционных материалов) являются неотъемлемым и одним
из наиболее важных разделов трибологии и триботехники. Без
обеспечения в подавляющем большинстве подвижных сопряжений машин
низкого трения невозможно их эффективное функционирование. Люди всегда
стремились уменьшить сопротивление перемещению тяжелых предметов
относительно поверхности земли, а затем и перемещению друг
относительно друга частей и деталей устройств и машин. Достигалось это
применением материалов, получивших название антифрикционных, и смазочных
материалов.
К первым осознанно примененным антифрикционным материалам
следует отнести лед и снег. По-видимому, наши далекие предки
воспользовались их уникальными свойствами в ледниковый период. Человек был
вынужден изобрести лыжи и сани (а в последние столетия и коньки).
В настоящее время антифрикционные свойства льда и снега активно
используются в северных районах в транспортных целях. Расширению
использования антифрикционных свойств льда и снега способствовало
развитие зимних видов отдыха и спорта. Создание мощной холодильной
техники и строительство катков с искусственным льдом позволяет теперь
заниматься «зимними» (ледовыми) видами спорта и в летнее время года,
а также в странах с теплым и даже тропическим климатом. При
выполнении определенных условий антифрикционные свойства льда могут быть
использованы и в машиностроении не только при поступательном
перемещении, но и при вращательном движении.
В связи с освоением Арктики и Антарктики исследования трибологи-
ческих свойств льда продолжают интенсивно вестись и в наше время [7.8].
Важной проблемой является обеспечение взлета тяжелых самолетов с ле-
довых и снеговых аэродромов. Большое значение имеет для ледокольного
флота и вообще для судов, эксплуатирующихся в полярных морях, трение
льда о корпус корабля и взаимное трение (и адгезия) льдин друг
относительно друга. Последнее является причиной образования «нароста» льДя
в носовой части корабля, затрудняющего его движение. В основе этого
лежит, по-видимому, явление схватывания, подобное наблюдаемому пр11
совместном пластическом деформировании металлов [28].
Антифрикционные ма териалы 417
Важнейшей вехой, в значительной мере прелопрелелившей развитие
антифрикционного материаловедения, явилось изобретение колеса. Для
обеспечения легкого крашения колес различного назначения
использовались подшипники из доступных в то время материалов — дерева, бронзы
и железа.
Изобретение паровых машин явилось мощным импульсом для
развития исследований, направленных на создание новых более совершенных
антифрикционных материалов в виде тонкого слоя на прочной
конструкционной основе.
Антифрикционные сплавы на основе свиниа и особенно олова
(называемые в нашей стране баббитами) до сих пор применяются в
судостроении, металлургии (подшипники прокатных станов), различных тур-
бомашинах, ненапряженных двигателях внутреннего сгорания. Создание
и развитие железнодорожного транспорта вызвало необходимость в
разработке антифрикционных материалов для паровозов (а впоследствии для
тепловозов и электровозов) и колес подвижного состава.
Период наиболее интенсивного развития антифрикционных
материалов для смазываемых маслами подшипников скольжения совпал с
бурным развитием автомобилестроения, а затем и тракторостроения.
Недостаточная для непрерывно совершенствующихся автомобильных двигателей
усталостная прочность сплавов на основе олова и свинца заставила создать
новые антифрикционндле сплавы на основе меди и алюминия. Для более
напряженных авиационных поршневых двигателей применялись
подшипники из медно-свиниовых сплавов и даже из серебра. Особые требования
к антифрикционным материалам появились в связи с развитием новых
отраслей техники, трущиеся сопряжения в которых должны работать в
экстремальных условиях по температуре, составу (или отсутствию) газовой
среды, воздействию радиации. Развитие высотной авиации и космических
исследований послужило причиной разработки новых антифрикционных
материалов и покрытий, работоспособных без традиционных смазочных
веществ в широком диапазоне температур в вакууме, разреженном воз-
Духе, инертных и химически активных газах. Аналогичные требования
Предъявляются к антифрикционным материалам, необходимым для
реализации многих осуществляемых в вакууме и инертных газовых средах
технологических процессов. Антифрикционные материалы для атомной
Энергетики должны быть радиапионно-стойкими и в ряде случаев
обеспечивать безотказную работу узлов трения в жидких теплоносителях
(щелочных металлах, перегретой воле).
Большое практическое значение приобретают в современном
машиностроении антифрикционные материалы, работоспособные при «смазке»
в°Дой и другими не обладающими смазочными свойствами жидкостями.
Каждый нов1>дй этап в развитии науки и техники заставлял и застав-
Ляет материаловедов и трибологов разрабатывать новые и совершенство-
Ц Г
^ОКпечпчщ hi miinn ни [1я
418
Глава 11. Антифрикционные материалы
вать уже существующие антифрикционные материалы и технологии их
производства.
Применяемые в настоящее время антифрикционные материалы
подразделяются на металлические, неметаллические (полимерные,
древесные, драфитовые и др.) и комбинированные (металло-полимерные. дра-
фитометаллические и др.).
11.1. Металлические антифрикционные материалы
К антифрикционным материалам предъявляется ряд требований. Они
должны обладать:
1) низкими значениями коэффициента трения;
2) повышенной сопротивляемостью к проявлению схватывания и задиру;
3) высокой износостойкостью;
4) способностью образовывать (и восстанавливать) прочные слои
граничной смазки;
5) способностью быстро прирабатываться и легко приспосабливаться
к ужесточению условий работы (вторичная приработка);
6) способностью «поглотать» (утапливать) абразивные частицы,
попавшие в зону контакта;
7) хорошей совместимостью с материалом контртела;
8) достаточной прочностью и сопротивляемостью усталостным, кавита-
ционным, коррозионным и абразивным повреждениям [I, 10].
Эти требования сформулированы для антифрикционных материалов,
применяемых, главным образом, в подшипниках двигателей
внутреннего сгорания. На работоспособность антифрикционных материалов сильно
влияют изменение внешней среды (вакуум, инертные и химически
активные среды), высокие температуры, радиация, нетрадиционные
«смазочные» вещества (например, жидкие металлы). Наиболее широко
применяются антифрикционные сплавы на основе свинца и олова (баббиты
или «белые металлы»), медные сплавы (бронзы и латуни), алюминиевые
и цинковые сплавы. В значительно меньшей степени применяются чугуны
и стали [10-14].
Строение мягких антифрикционных сплавов, применяющихся с
начала XIX в., подчиняется так называемому правилу Шарпи: твердые
включения в мягкой пластичной основе [1]. Потребность в
антифрикционных материалах, обладающих более высокой усталостной прочностью,
побудило создать антифрикционные сплавы, построенные по обратному
принципу.
Баббиты. Антифрикционные сплавы на основе свинца общепринято
называть баббитами. Но Баббит не является создателем приписываемы4
11.1. Металлические антифрикционные материалы 419
ему сплавов. Его заслуга заключается в том, что он предложил и
запатентовал (патент США № 1252, июль 1839) |15| не сплав, а применение
мягкого сплава олова на прочной конструкционной основе.
Антифрикционные сплавы на основе олова и свинца применяют в
виде тонких слоев на конструкционной основе. Фундаментальное значение
имеют выполненные М. М. Хрушовым исследования усталостной
прочности [16| и прирабатываемое™ баббитов [I7J, а также механизма
изнашивания гетерогенных баббитов на основе олова [18|. Важное практическое
значение имеет вывод о том. что усталостная прочность
антифрикционного сплава возрастает при уменьшении толщины слоя.
Кроме традиционных олова, свинца, сурьмы и меди в баббиты
вводили кадмий, мышьяк, кальций, магний, натрий и другие металлы. Были
созданы технологические процессы и оборудование для изготовления
биметаллов сталь—баббит методом непрерывной заливки расплавленного
сплава на движущуюся стальную ленту. Подшипники (втулки, вкладыши)
изготавливаются из ленты простыми операциями штамповки.
В нашей стране и за рубежом были выполнены в XX в. обширные
исследования различных баббитов для железнодорожного транспорта [19]
и автомобилестроения [10,13,14|. Основное внимание было впоследствии
переключено на сплавы на основе алюминия и меди. Тем не менее,
мягкие антифрикционные сплавы продолжают довольно широко
применяться для менее нагруженных крупных подшипников и в виде очень тонких
приработочных покрытий на вкладышах подшипников скольжения
двигателей внутреннего сгорания из биметаллов. В России действуют
стандарты на две группы антифрикционных мягких сплавов — на оловянной
(ГОСТ 1320-74) и на свинцовой (ГОСТ 1209-90) основах. Литейные
сплавы на основе свинца и олова для многослойных подшипников
регламентированы международным стандартом ИСО 4381-81. Составы и свойства
применяемых баббитов приведены в ряде публикаций [11-14].
Кадмиевые сплавы. К баббитам можно условно отнести и кадмиевые
сплавы. Применявшиеся в качестве антифрикционных сплавы кадмия
содержали 1,0-1,5% никеля или 0,40-0,75% меди и 0,5-2,0% серебра.
Усталостная прочность и рабочие температуры кадмиевых сплавов выше,
Чем сплавов олова и свинца. Широкого практического применения
антифрикционные сплавы на основе кадмия не нашли.
Цинковые сплавы. Антифрикционные сплавы на основе цинка
облагают свойствами, которые дают возможность использовать их во многих
случаях взамен баббитов и бронз. Цинковые сплавы технологичны при
Изготовлении как монометаллических, так и биметаллических деталей.
Соединение цинковых сплавов со стальной основой легко достигается
литейным способом и совместной прокаткой. Опыт применения цинковых
антифрИкционных сплавов накоплен в железнодорожном транспорте [19].
420 Глава 11. Антифрикционные материалы
Медные сплавы. В качестве антифрикционных сплавы на основе меди
применялись еще в бронзовом веке. Основным легирующим компонентом
являлось олово. Изобретение паровых машин и паровозов резко увеличило
потребление антифрикционных сплавов на медной основе для
подшипников скольжения сначала в монометаллическом, а затем в биметаллическом
исполнении. В медь кроме олова вводили и другие легирующие
компоненты. В настоящее время медные антифрикционные сплавы подразделяются
на оловянистые и безоловянистые бронзы и латуни (основным
легирующим компонентом последних является пинк).
Антифрикционные сплавы на медной основе широко применяются
в различных отраслях промышленности. Составы применяемых в разных
странах мира сплавов мало отличаются друг от друга [ 11 ]. Для изготовления
монометаллических свертных втулок, вкладыдией и других
антифрикционных деталей применяют деформируемые оловянные бронзы с небольшим
содержанием олова, а также сплавы, содержащие наряду с оловом свинец.
Из сплавов с высоким содержанием олова (порядка 10%) детали
изготавливают методом литья.
Бурное развитие автомобилестроения послужило мощным толчком
к созданию свинцовистых или свинцовых бронз для биметаллических
подшипников скольжения, в состав которых входят значительные количества
свинца (до 40 %) и некоторые другие легирующие компоненты (олово,
никель, иногда серебро). Такие сплавы применяются в виде тонких слоев
на прочной конструкционной основе (обычно стали). В настоящее время
производятся ленточные биметаллы (медно-свинновый сплав наносится
на стальную ленту заливкой или напеканием порошка), из которых
подшипники изготавливаются простыми операциями холодной штамповки.
Большое внимание уделялось антифрикционным сплавам на
медной основе в нашей стране в авиации в эпоху применения поршневых
двигателей. В тракторостроении до разработки антифрикционных
сплавов на алюминиевой основе применяли биметаллические подшипники
сталь—бронза, изготавливаемые индивидуальной заливкой в стальные
трубные заготовки. Таким несовременным методом и в настоящее
время изготавливают подшипники тепловозных двигателей.
Перед войной в нашей стране велись работы по созданию метода
получения биметалла сталь—свинцовистая бронза заливкой сплава на
движущуюся стальную ленту [10,20]. Война помешала завершить эти работы
и изготовленная установка погибла. Лишь через много лет в нашей стране
стал выпускаться для автомобильных двигателей КАМАЗа ленточный
биметалл сталь-свиниовистая бронза на купленных в США автоматически*
линиях.
В Институте машиноведения АН СССР были выполнены обширные
исследования влияния легирования меди на способность сплавов к
схватыванию и на их триботехнические свойства. В работе [21| была иссле-
11.1. Металлические антифрикционные материалы 421
дована способность к схпатынанию метолом совместного пластического
деформирования и при трении скольжения при температурах до 450° С
двойных сплавов мели с более чем десятью элементами. Установлено, что
на способность меди к схватыванию в одноименном сочетании влияет
изменение параметров кристаллической решетки и электронной
концентрации [22). Более всего снижают способность к схватыванию и значения
коэффициента трения по стали без смазки олово, фосфор и сурьма. В
работе |23] приведены результаты испытания этих же сплавов при трении
по стали со смазкой. Установлено, что введение в медь легирующих
компонентов влияет не только на способность к схватыванию, но и на
способность образовывать в результате адсорбции и хемосорбции прочные
слои граничной смазки.
Результаты упомянутых выше исследований нашли подтверждение
при исследовании сложных медных сплавов [24) и были использованы
при разработке композиционных антифрикционных материалов [25].
В последние десятилетия позиции сплавов медь—свинец в
автомобилестроении были серьезно потеснены алюминиевыми
антифрикционными сплавами. Но сторонники применения свинцовых бронз не сдавались.
Были разработаны так называемые «сетчатые» подшипники и
трехслойные подшипники. Более жизнеспособными оказались последние,
представляющие собой слой свинцовой бронзы на стальной основе с
нанесенным на рабочую поверхность тонким слоем «приработочного» пластичного
сплава (близкого по составу баббиту), отделенного от бронзового слоя
прослойкой никеля для предотвращения диффузии и «вымывания» свинца.
Серебряные сплавы. Подшипники с серебряным антифрикционным
слоем применялись в высокоскоростных напряженных поршневых
авиационных двигателях. Представляют они собой электролитически
нанесенный на стальную основу слой серебра с свинцовым покрытием,
защищенным от коррозии тонким слоем индия. По усталостным характеристикам
и противозадирным свойствам подшипники с серебряным
антифрикционным слоем превосходят подшипники с медными сплавами. Однако
стоимость этих подшипников высока и они. несмотря на высокие служебные
характеристики, перестали применяться.
Ачюминиевые сплавы. В результате интенсивного развития
автомобилестроения и двигателестроения традиционные антифрикционные
материалы к середине двадцатого века перестали удовлетворять требованиям
автомобильной промышленности. Все это послужило причиной
интенсивных поисков новых антифрикционных сплавов на другой основе с более
высокими триботехническими свойствами. Привлек внимание ставший
к тому времени совершенно обычным алюминий. Первые статьи об
алюминиевых антифрикционных сплавах появились в нашей стране втридца-
тЫе годы. Исследования велись в нескольких направлениях. Легирование
422
Глава 11. Антифрикционные материалы
алюминия никелем не привело к успеху. В И МАШ АН СССР был
разработан сплав АСС 6-5. содержащий сурьму и свинец, и технология получения
биметаллов с конструкционной основой из дюраля [26|. В последующем
была разработана технология изготовления биметаллов с основой из стали
методом совместной прокатки при комнатной температуре [27j. В
основу получения биметаллов таким способом легли исследования
схватывания металлов при совместном пластическом деформировании [28]. Под
руководством И МАШ АН СССР и при участии НАТИ было
организовано крупномасштабное промышленное производство биметалла сталь-
алюминиевый сплав АСМ (вариант сплава АСС 6-5 без свинца) [29j.
Этот биметалл и подшипники из него производятся до сих пор для нужд
тракторного и сельскохозяйственного машиностроения. В дальнейшем
в нашей стране и за рубежом велись исследования по созданию сплавов,
аналогичных по строению свинцовым бронзам. В качестве мягкой
составляющей в легированной алюминиевой основе было использовано олово
[14,30,31].
Развитие двигателестроения для автомобилей, тракторов и других
транспортных машин требовало создания антифрикционных материалов
для подшипников скольжения с повышенным сопротивлением задирам.
В Институте машиноведения АН СССР были выполнены обширные
исследования влияния легирования алюминия на способность к
схватыванию и на трение по стали без смазки [32] и со смазкой |23|. В нашей стране
и за рубежом разрабатывались алюминиево-оловянные сплавы,
содержащие до 30 и даже до 40 % олова, и технологии изготовления сплавов,
содержащих свинец. Был разработан метод получения алюминиево-свин-
цовых сплавов, содержащих до 30% свинца, заключающийся в отливке
гранул с последующим компактированием их методами совместного
пластического деформирования [33].
При легировании алюминия кремнием получают сплавы с более
высокой усталостной прочностью. Но такие сплавы обладают меньшей
стойкостью к образованию задиров.
Сплавы на железной основе. В качестве антифрикционных материалов
стали применяются сравнительно редко при очень легких условиях работы.
Чугуны применяют в качестве антифрикционных материалов в большем
количестве и ассортименте, чем стали. Чугуны с глобулярной формой
и толстыми пластинками графита более износостойки, чем с тонкими
пластинками. Области применения антифрикционных чугунов
ограничиваются легкими условиями работы [11].
Пористые металлические антифрикционные материалы
изготавливаются прессованием или прокаткой порошков на медной или железной
основах с последующим спеканием в восстановительной или
нейтральной атмосферах. Полученные пористые изделия пропитываются жидкими
г
11.1. Металлические антифрикционные материалы 423
или пластичными смазками. Обычно их применяют при работе в
условиях недостаточной смазки. Для повышения антифрикционных свойств
в композиции вводят порошки твердых смазок: графита, дисульфида
молибдена, нитрида бора |34|.
Современные способы производства биметаллических антифрикционных
материалов. На первом этапе подшипники изготавливали
непосредственной заливкой в корпус (картер) машины. Впоследствии стали применять
сменные втулки и вкладыши, состоящие из конструкционной основы
(стальной или бронзовой) и слоя антифрикционного сплава,
наносимого заливкой индивидуально в каждую заготовку в специальных формах.
Шагом вперед явилось применение метода центробежной заливки
антифрикционного сплава во вращающуюся с высокой скоростью трубчатую
заготовку. Однако этот метод имеет серьезный недостаток,
заключающийся в том. что в результате действия центробежных сил происходит
сепарация входящих в антифрикционный сплав компонентов. Методы
индивидуальной заливки подшипников применяются в некоторых
отраслях промышленности до настоящего времени. Такая технология для
изготовления подшипников тепловозных двигателей явно устарела [35].
В настоящее время нашли широкое применение прогрессивные
методы производства сменных подшипников, заключающиеся в
изготовлении на автоматических линиях непрерывного действия биметаллических
ленточных материалов сталь—антифрикционный сплав с последующей
точной штамповкой из них вкладышей, втулок и других деталей.
Механическая обработка при этом сводится к минимуму, так как тыльная сторона
получается при штамповке готовой, а рабочая сторона подвергается
незначительной чистовой обработке протягиванием или точением алмазным
(или твердосплавным) резцом.
Для изготовления ленточных биметаллов сталь—антифрикционный
сплав применяются три основных метода:
1) заливка на движущуюся стальную ленту;
2) напекание на ленту свободно насыпанного порошка сплава с
последующим уплотнением полученного пористого слоя прокаткой и
повторным спеканием:
3) соединение слоя антифрикционного сплава со сталью метолом
совместной прокатки при комнатной температуре (11].
В последние голы при изготовлении для подшипников биметаллов
большой толшины стали применять сварку взрывом [36]. Для
подшипников наиболее напряженных автомобильных двигателей перспективно
Применение биметаллов, полученных нанесением на стальную основу
тонкого (не более 0,1 мм) слоя антифрикционного сплава вакуумным ионно-
Члазменным методом |37|. Такие подшипники обладают наиболее
высокими эксплуатационными характеристиками, широкого применения они
424 Глава 11. Антифрикционные материалы
не нашли из-за сложности технологического процесса и вследствие
этого высокой стоимости оборудования. В будущем применение вакуумных
ионно-плазменных методов нанесения антифрикционных сплавов на
конструкционную основу будет в связи с применением более напряженных
автомобильных двигателей расширяться. Этому будет способствовать то,
что эти методы позволяют получать сплавы таких составов и с такими
структурами и свойствами, которые невозможно получить при
применении традиционных технологий.
Методом заливки на движущуюся стальную ленту изготавливают
биметаллы сталь—баббиты (на основе олова и свинца) и сталь—свинцовые
бронзы [11]. При изготовлении последних из-за более высоких
технологических температур края стальной ленты непосредственно перед заливкой
сплава отгибают (заливка осуществляется в образовавшийся
корытообразный профиль). В нашей стране биметаллы сталь—баббит после
перехода автомобильной и тракторной промышленности на сталеалюминиевые
и сталебронзовые подшипники производились в небольших количествах
(в г. Мелитополе). Биметаллы сталь— свинцовые бронзы изготавливают
в г.Димитровграде.
Метод порошковой металлургии (напекания порошков на стальную
ленту) применяют для изготовления биметаллов сталь—свинцовые и
другого состава бронзы [11]. Используют этот метод также для напекания
пористого бронзового слоя на стальную основу при изготовлении
ленточного металлофторопластового материала [ 25] и других металлополи-
мерных материалов (с заполнением пор полиформальдегидом и другими
полимерами).
На основании проведенных исследований схватывания металлов при
совместном пластическом деформировании [28] были разработаны основы
технологического процесса получения биметаллов сталь—алюминиевые
антифрикционные сплавы. Выполненные в Институте машиноведения
АН СССР исследования были использованы при реализации
технологического процесса получения методом совместной прокатки биметалла
с алюминиево-сурьмяно-свинцовым сплавом АСС 6-5 сначала с
основой из дюраля [26], а затем из стали [27, 29]. Биметалл с алюминиево-
сурьмяным сплавом АСМ производится до настоящего времени для
тракторного и сельскохозяйственного машиностроения.
В последующем автомобильная и тракторная промышленность стали
ориентироваться на алюминиево-оловянные сплавы. Несмотря на
выполненные в нашей стране исследования и разработанные технологии, были
закуплены за рубежом (трижды) лицензии и оборудование для
производства таких биметаллов на Тамбовском заводе подшипников скольжения
и Заволжском моторном заводе.
Судьба разработок металлофторопластового антифрикционного
материала [25] сложилась более удачно. Были организованы производства
11.2. Полимерные антифрикционные материалы 425
ленты и подшипниксж на Климовском машиностроительном заводе, Ки-
нешемском заводе автоагрегатов, Лысьвенском турбогенераторном заводе,
Бугульминском заводе электротехнического оборудования. Эти
производства (за исключением Климовского завода) выжили ii период
«перестройки» и продолжают выпускать металлофторопластовую ленту и
подшипники из нее.
В последние годы исследования по созданию новых
антифрикционных сплавов и биметаллов с их участием большей частью свернуты.
Пожалуй, лишь в ЦНИИ МПС ведутся исследования по разработке
антифрикционных сплавов на основе алюминия, содержащих кроме олова
кремний и свинец [33], и новых технологий изготовления биметаллов
с использованием энергии взрыва [36].
Электролитический способ создания антифрикционных слоев
биметаллических подшипников применяется для нанесения тонких прирабо-
точных (а по существу основных рабочих) покрытий на поверхности
антифрикционных сплавов биметаллических подшипников. В качестве при-
работочного слоя применяют сплавы на основе мягких металлов (олова,
свинца, индия) [11-14].
Применение электролитических методов нежелательно по
экологическим соображениям. Перспективным является замена
электролитического метода нанесения покрытий вакуумными ионно-плазменными
методами [37]. Антифрикционный слой на конструкционную основу можно
наносить газопламенными и плазменными методами. Эти методы не
выдерживают конкуренции с традиционными методами изготовления
антифрикционных (подшипниковых) биметаллов.
11.2. Полимерные антифрикционные материалы
Развитие химии полимерных материалов и пластмасс позволило
использовать их в качестве антифрикционных материалов. Достаточно
широкое применение получили антифрикционные материалы на основе фе-
нолформальдегидных смол с различными наполнителями. Наиболее
высокой износостойкостью обладают текстолиты, заменяющие в частности
Древесину бакаута в дейдвудных подшипниках судов. Для работы,
главным образом в водной среде, применяют термопластичные полимеры —
Капрон и нейлон — в чистом виде или с наполнителями, повышающими
антифрикционные свойства и износостойкость [38,39]. В составе
композиционных материалов для работы с ограниченной смазкой машинными
Маслами применяют полиформальдегиды (или полиацетали).
Определенный интерес, особенно для работы при повышенных температурах в
вакууме, представляют полиимиды [40].
Разработано большое количество композиционных материалов на
°снове различных полимеров с введением твердых смазочных веществ —
426
Глава 11. Антифрикционные материалы
графита, дисульфида молибдена, фторопласта-4 и др. [11,41,42].
Антифрикционные свойства могут придаваться введением в состав полимера
обычных смазок. По такому принципу построены материалы, получившие
название «масляниты» [43].
Прекрасными антифрикционными свойствами обладают полиэтилен
(сверхвысокомолекулярный) и особенно фторполимеры. Лучший из них —
политетрафторэтилен — производится в нашей стране под торговой
маркой фторопласт-4 или фторлон-4 (за рубежом используют другие
названия — тефлон, алгофлон и др.) [25, 44]. Уникальные свойства
фторопласта-4 объясняются линейной структурой молекул и высокой энергией
связи атомов фтора с атомами углерода. Углеродная цепочка, имеющая
форму спирали, экранируется большими атомами фтора. Незначительная
энергия связи между молекулами обеспечивает высокие
антифрикционные свойства фторопласта-4.
Высокими антифрикционными свойствами, но существенно
уступающими свойствам фторопласта-4, обладают другие фторсодержашие
полимеры [45]. Было установлено, что любое нарушение линейной цепочки
(—CF2-) приводит вместе с изменением механических и технологических
свойств к снижению антифрикционное™ полимера [45].
Аналогичное политетрафторэтилену строение имеют молекулы сверх-
высокомолекулярнодо полиэтилена. При трении без смазки диапазон
рабочих температур невелик (температура плавления +110° С). Тем не менее,
более высокая износостойкость, чем фторопласта-4, позволяют
успешно применять его, например, в искусственных тазобедренных суставах
человека.
Антифрикционность фторопласта-4 не зависит от внешней среды
и сохраняется в широком диапазоне температур: от температуры жидкого
гелия до +327° С (температуры потери кристалличности). Введение
различных наполнителей не снижая антифрикционных свойств повышает
износостойкость фторопласта в сотни и даже тысячи раз |45]. Еше более
высокая износостойкость достигается при введении чистого фторопласта
или композиции на его основе в пористый каркас из металла (сплава) [46].
За рубежом и в нашей стране было разработано несколько модификаций
построенных по этому принципу материалов [25].
Металлофторопластовый материал. Разработанный в Институте
машиноведения АН СССР материал, названный металлофторопластовым [25j-
нашел широкое применение во многих отраслях промышленности.
Представляет он собой соединенный со стальной основой тонкий слой (0,3 мм)
композиции, состоящей из пористой бронзы, «пропитанной» смесью
фторопласта-4 и дисульфида молибдена. В Англии и других странах
выпускается аналогичного строения материал, поры которого пропитаны смесью
«тефлона» и свинца.
11.2. Полимерные антифрикционные материалы 427
В нашей стране разработка металлофторопластового материала
основывалась на исследовании трибологических свойств полимеров |47],
твердых смазок, влияния легирования меди на способность к схватыванию
и антифрикционные свойства сплавов [21 —23].
Часть исследований, посвященных разработке технологии
изготовления и трибологическим свойствам материала, изложена в монографии [25].
Дополнительные сведения о влиянии температуры на трение металлофто-
ропластового материала на воздухе и в вакууме, а также в жидких средах,
приведены в публикации [48]. Использование металлофторопластового
материала при гидродинамической смазке (в нетрадиционных для него
условиях) изложено в публикациях [49, 50|.
В период освоения детали из металлофторопластового материала
изготавливались индивидуально, затем была разработана технология и
оборудование для производства ленточного материала непрерывным
способом. Подшипники, втулки и другие детали изготавливаются из ленты
простыми операциями штамповки. Тыльная и рабочие поверхности
получаются готовыми и не подвергаются механической обработке.
В ИМАШ и ИНЭОС АН СССР были выполнены исследования по
созданию материалов подобного строения, обеспечивающих
работоспособность подшипников до более высоких температур в вакууме и в воздухе.
Для обеспечения работы подшипников в воде, в том числе горячей, в
ИМАШ АН СССР были, кроме металлофторопластовой ленты,
разработаны материалы С-1 и C-IV [51]. Подшипники из этого материала
изготавливались индивидуально при использовании более сложной технологии
заполнения пор фторопластом.
Композиционные материалы подобного строения были также
разработаны для работы при ограниченной смазке. Поры бронзового слоя
такого материала заполнены полиформальдегидом с наполнителем.
Поверхностный слой полимера составляет несколько десятых миллиметра,
что позволяет рабочую поверхность подшипников подвергать
механической обработке.
К антифрикционным фторполимерным материалам относятся
тканые материалы на основе ориентированных волокон (нитей) фторопла-
ста-4 [11,25]. В состав таких тканей входят волокна других полимеров или
Металлические проволочки. Этой стороной ткань приклеивается (или
припаивается) к конструкционной основе. Несущая способность полученных
таким образом подшипников очень высокая, но по предельным
температурам экатлуатации они уступают металлофторопластовым.
К антифрикционным материалам на основе фторопласта-4 можно
отнести фторопластовые покрытия, наносимые высокочастотным
распылением [52], а также эластомеры (резины), на поверхность которых привиты
в тлеющем разряде фторуглеродные цепочки (53).
428
Глава 11. Антифрикционные материалы
11.3. Другие антифрикционные материалы
Древесина. Достаточно широкое применение находят
антифрикционные материалы на основе природного полимерного материала —
древесины. Возможность применения менее ценных пород расширилась
благодаря развитию различных методов модифицирования — уплотнения,
пропитки смазками, полимерами, солями металлов [II, 54]. В настоящее
время антифрикционные материалы на основе древесины имеют
ограниченное применение для неответственных узлов трения, главным образом
сельскохозяйственных машин.
Резины. Главным образом для работы при смазке водой и
жидкостями на основе воды в качестве антифрикционных материалов применяют
резины различного состава, в том числе полиуретаны и фторкаучуки.
Разработан способ модифицирования резин прививкой к поверхности
фторуглеродных молекул, что значительно повышает их антиадгезионные
свойства [53].
Графитовые материалы. Для работы без смазки в рахтичных
газовых средах (исключая инертные газы, осушенные газы и воздух, вакуум)
и жидких агрессивных средах нашли применение графитовые и углегра-
фитовые материалы [II, 55, 56]. Они выгодно отличаются от других
неметаллических материалов высокими теплопроводностью и
электропроводностью, термической стойкостью в нейтральных и восстановительных
газовых средах (до 3000° С) и очень низкими значениями коэффициента
термического расширения. Графитовые материалы стойки в большинстве
кислот и щелочей, растворах солей и органических растворителях.
Графитовые антифрикционные материалы подразделяются на
следующие основные группы:
1) обожженные твердые (АО);
2) графитированные (АГ);
3) обожженные и графитированные, пропитанные полимерами;
4) обожженные и графитированные, пропитанные металлами (свинцом,
баббитом, медными сплавами) [II, 56].
Разработан ряд новых материалов на основе углерода: силициро-
ванный графит, углеситаллы, углеграфитовые материалы с рахчичными
пропитками (для работы на воздухе при повышенных температурах).
Начинают находить применение в качестве антифрикционных материалы
из углеродных волокон и тканей в углеродной матрице («термары»),
первоначально разработанные для применения в качестве тормозных.
Различные модификации углерода (графит, кокс, углеродные и
графитированные волокна и ткани) широко применяются в качестве
компонентов антифрикционных материалов на основе полимеров и металлов.
Сравнительно недавно обнаруженные новые модификации углерода — фулле-
рены — привлекают внимание многих исследователей. Представляют он'1
430
Глава 11. Антифрикционные материалы
Другой представитель антифрикционных материалов с ламеллярной
структурой — дисульфид молибдена — ведет себя иначе. В вакууме
прекрасные антифрикционные свойства дисульфида молибдена существенно
улучшаются. Кроме того, адсорбционный (или, точнее, интеркаляцион-
ный) механизм снижения трения, характерный для графита в обычных
условиях, может быть реализован для дисульфида молибдена как на
воздухе, так и в вакууме [61].
Природный дисульфид молибдена применяется в вакууме чаше всего
в виде покрытий с различными связующими [11,62,63]. Синтетические
покрытия из дисульфида молибдена без связующего могут создаваться на
молибдене или молибденовых покрытиях методом химико-термической
обработки. В нашей стране было разработано покрытие М 801 и ряд его
легированных модификаций [64]. Вакуумными ионно-плазменными
методами наносятся тонкие (несколько микронов) дисульфидмолибденовые
покрытия практически на любые материалы [65]. Легированием таких
покрытий при определенных режимах технологического процесса нанесения
можно получать покрытия с очень низкими значениями
коэффициента трения (порядка характерных для подшипников с гидродинамической
смазкой) [66].
Предельные температуры для содержащих дисульфид молибдена
материалов и покрытий на воздухе лимитируется началом интенсивного
окисления дисульфида молибдена при температуре порядка 380° С и
термостабильностью связующего. В вакууме покрытия без связующего
работоспособны до 1200° С [67]. Работоспособность покрытий со связующими
определяется температурой деструкции последних.
Для обеспечения работоспособности, как в вакууме, так и на воздухе,
были разработаны покрытия, содержащие кроме дисульфида молибдена
графит [6].
Кроме дисульфида молибдена в вакууме сохраняют и даже улучшают
антифрикционные свойства синтезированные дихалькогениды
переходных металлов IV-V1 групп периодической системы элементов (дисульфид
вольфрама, диселенид ниобия и др.) [68,69]. Антифрикционные свойства
в вакууме сохраняет фторопласт-4. Применяется он в виде
композиционных материалов для подшипников скольжения и сепараторов
подшипников качения [70-73]. Высокие антифрикционные свойства в вакууме
имеет применяемый для подшипников скольжения металлофторопла-
стовый материал, в состав которого входят фторопласт-4 и дисульфид
молибдена [25].
На начальной стадии освоения космоса применять фторопласт-4
опасались из-за низкой радиационной стойкости. В последствии было
установлено, что: 1) в вакууме радиационная стойкость фторопласта выше,
чем в присутствии воздуха, и 2) невысокие дозы облучения даже
повышают износостойкость фторопласта-4 [45].
11.5. Высокотемпературные антифрикционные материалы 431
Фторированный графит (графит, между плоскостями базиса которого
расположены атомы фтора) по своим свойствам близок к
политетрафторэтилену. Тем не менее, фторированный графит иногда применяется в
композиционных антифрикционных материалах в качестве твердой смазки.
Из других полимерных материалов для применения в космических
условиях представляют интерес полиимиды, характеризующиеся в
вакууме при повышенных температурах низкими значениями коэффициента
трения и высокой износостойкостью [40], а также
сверхвысокомолекулярный полиэтилен. Некоторое применение в вакууме в качестве
антифрикционных материалов нашли пластичные металлы в виде тонких пленок,
наносимых на детали подшипников качения непосредственно или в
результате переноса из материала сепаратора. При невысоких температурах
наиболее эффективными оказались свинцовые покрытия, наносимые
вакуумными ионно-плазменными методами [72]. В подшипниках качения
применяются также покрытия из золота, серебра, индия. Есть основания
полагать, что при более высоких температурах в качестве
антифрикционных покрытий деталей подшипников качения из тугоплавких материалов
могут найти применение платина и палладий [74].
Более полные сведения об антифрикционных материалах,
применяемых в вакууме (в космических условиях) содержатся в публикациях [70-73].
11.5. Высокотемпературные
антифрикционные материалы
Развитие техники потребовало обеспечения работоспособности
узлов трения при высоких температурах. Традиционные жидкие и
пластичные смазки уже при невысоких температурах теряют смазочные свойства
в результате десорбции при превышении критических температур [63],
а затем окисления и деструкции. Применение жидких синтетических
смазок (полиэфиров, силиконов и др.) позволило лишь несколько повысить
верхнюю температуру применения жидких смазок. Разрабатываемые
антифрикционные материалы, обеспечивающие работоспособность трибо-
сопряжений при высоких температурах на воздухе, в вакууме и других
средах, состоят их твердых смазочных веществ или включают их в достаточно
больших количествах. К таким веществам относятся дихалькогениды
переходных металлов, графит, гексагональный нитрид бора, фторопласт-4
и некоторые другие фторполимеры, фториды щелочноземельных
металлов, некоторые оксиды.
Дисульфид молибдена в вакууме и инертных газовых средах
работоспособен до температуры диссоциации (порядка 1100° С) [67]. На воздухе
окисление дисульфида молибдена начинается при 380° С с образованием
оксида молибдена, обладающего абразивными свойствами. В
композиционных материалах и покрытиях предельные рабочие температуры опре-
432
Глава 11. Антифрикционные материалы
деляются стабильностью связующего компонента. Дисульфид вольфрама
работоспособен на воздухе и в вакууме до несколько более высоких
температур, чем дисульфид молибдена [68,69]. Графит и материалы на его основе
при трении на воздухе теряют антифрикционные свойства уже при
невысокой температуре из-за удаления адсорбированных и интеркалированных
веществ. При более высоких температурах графитовые материалы
окисляются. Некоторое повышение рабочих температур при трении достигается
введением в них металлов, нитрида бора [55, 56] и химических
соединений, в частности, ультрафосфатов [75[. При силицировании графитовых
материалов часть углерода соединяется с кремнием, образуя устойчивый
при высоких температурах карбид кремния.
В вакууме после обезгаживания (удаления адсорбированных и
интеркалированных веществ прокаливанием) графит теряет свои
антифрикционные свойства, и трение до температуры порядка 1000° С — высокое [4].
При более высоких температурах трение и износ снижаются до
приемлемых значений и графитовые материалы вновь могут функционировать
как антифрикционные. В работе [5| было установлено, что антифрикци-
онность графита в вакууме может проявляться и при существенно более
низких температурах, если в результате трибохимического взаимодействия
с материалом контртела в зоне контакта образуются вещества,
способствующие реализации легкого скольжения кристаллитов графита по
плоскостям базиса. При трении по корундовой керамике значения
коэффициента трения снижаются до очень низких значений уже при температуре
500° С. Аналог графита — нитрид бора с гексагональной структурой —
не взаимодействует с кислородом воздуха до температур, превышающих
1000° С. К сожалению, механизм трения, характерный для других веществ
с ламеллярной структурой, у нитрида бора не реализуется.
Проведенными исследованиями, выполненными в Институте машиноведения, было
установлено, что при введении в нитрид бора некоторых дополнительных
веществ антифрикционные свойства могут проявиться (аналогично тому,
как это происходит с графитом и дисульфидом молибдена [61]).
Фторопласт-4 сохраняет работоспособность до температуры
«плавления» (327° С) как на воздухе, так и в вакууме. Значения коэффициента
трения при повышении температуры снижаются [45], но при этом также
снижаются механические свойства и износостойкость. Введение различных
наполнителей многократно повышает износостойкость и механические
свойства композиционных материалов на основе фторопласта-4 при
сохранении антифрикционных свойств [45]. Но высокие значения
коэффициента термического расширения сохраняются. Этого недостатка лишен
металлофторопластовый материал [25|, результаты испытаний которого
при температурах до 350° С на воздухе и в вакууме приведены в работе [48] -
При высоких температурах в вакууме металлы обладают
способностью к схватыванию (сварке в твердом состоянии), наибольшей у металлов
11.6. О сверхнизком трении твердых веществ 433
с грапеиентрированной кубической решеткой, наименьшей — с
гексагональной нлотноупакованной (кобальт, рений). Достижение при
испытании кобальта температуры превращения ГПУ решетки в ГЦК. (400° С)
интенсифицирует проявление схватывания и происходит резкий рост
коэффициента трения [76). Легирование кобальта рением, имеющим вплоть
до температуры плавления ГПУ кристаллическую решетку, повышает
температуру полиморфного превращения и перехода от низкого трения к
высокому [76]. Полученные результаты позволили рекомендовать сплавы
системы кобальт — рений и чистый рений в качестве связки для твердых
сплавов с более высокими характеристиками и использовать их при
разработке высокотемпературных антифрикционных материалов [77].
Исследование в вакууме и инертных газах большого количества
различных тугоплавких материалов в одноименном сочетании — карбидов,
боридов, оксидов, силицидов, твердых сплавов — показало, что все они
характеризуются довольно высокими значениями коэффициента трения,
но достаточно высокой износостойкостью [78-82]. В последние
десятилетия интерес к исследованию трения подобных материалов резко
повысился в результате предпринятых разработок так называемых «адиабатных»
двигателей внутреннего сгорания. Наибольший интерес для реализации
этой идеи представляют оксиды (особенно частично стабилизированный
оксид циркония), нитрид кремния и сиалоны. На воздухе антифрикцион-
ность жаростойким металлическим сплавам на основе никеля и
кобальта придается введением в состав композиционных материалов фторидов
кальция и бария или их эвтектики [34,68]. Эти вещества понижают трение
лишь при высоких температурах. В качестве антифрикционных
применяют также композиционные материалы, содержащие стекла [34].
Исследована возможность применения в качестве жидкой высокотемпературной
смазки расплавленного оксида бора.
Достаточно подробные сведения о триботехнических свойствах
твердых тел при высоких температурах содержатся в работах [78-82] и
обзорах [68,83].
11.6. О сверхнизком трении твердых веществ
Впервые сверхнизкое трение твердых веществ (при значениях
коэффициента трения, не превышающих или близких к характерным для
гидродинамической смазки) было зафиксировано при испытании
графитовых антифрикционных материалов в вакууме [4]. В процессе первого
быстрого нагрева в вакууме при температуре около 500° С трение резко
снижалось практически до нуля. Этому сопутствовало интенсивное
выделение газов (обезгаживание). При температуре 800° С трение выросло
До уровня (достаточно высокого), типичного для последующих испытаний
г
11.4. Антифрикционные материалы для работы в вакууме 429
собой образования из атомов углерода (Сад) в виле «футбольного мяча»
[57|. Более вероятно их использование в качестве добавок к жидким и
пластичным смазкам и в композиционные материалы на основе полимеров.
Значительный интерес представляют антифрикционные и
износостойкие алмазоподобные и алмазные покрытия [58|, получаемые
различными вакуумными ионно-плазменными методами. Представляют интерес
исследования антифрикционных свойств нитрида углерода (точнее
углерода, имплантированного азотом) [59|.
Материалы с высокой твердостью. В качестве антифрикционных
(точнее, износостойких с приемлемыми антифрикционными свойствами)
материалов применяют очень твердые соединения: металлоподобные и
неметаллические тугоплавкие соединения, твердые сплавы, оксиды, другие
керамические материалы. Для обеспечения их работоспособности
необходимо наличие на их поверхностях смазочных веществ. Применяются
такие материалы, как правило, для точных механизмов, так как прира-
батываемостью и податливостью они не обладают. Типичным примером
применения оксидной керамики является использование рубина
(«рубиновых камней») в часах и некоторых точных приборах. Для смазывания
таких подшипников применяют специальные масла и эпиламы (для
удержания смазки). В гироскопических устройствах подшипники
скольжения из твердых материалов (обычно одноименных) функционируют при
режимах газодинамической смазки. Износ деталей подшипников не
допускается. Трение при пусках и остановках обеспечивается тончайшими
(в пределе мономерными) слоями граничной смазки (обычно состоящей
из высокомолекулярных жирных кислот) [60].
Твердые сплавы, стеллиты, сормайты и некоторые керамики
применяются в подшипниках и других трибосопряжениях, работающих в
абразивных средах [II].
11.4. Антифрикционные материалы
для работы в вакууме
Развитие современных отраслей техники потребовало создания
антифрикционных материалов, способных обеспечивать низкое трение в ва-
кууме в широком диапазоне температур и нагрузок без использования
традиционных для земных условий смазочных веществ. Специфика
работы антифрикционных материалов в вакууме (даже невысоком) ярко
Проявилась при увеличении высоты полета самолетов. Прекрасно
работавшие при атмосферном давлении графитовые щетки электродвигателей
При полетах самолетов в разреженном воздухе катастрофически изнаши-
йЗДись |2]. Графит, лишенный адсорбированных и интеркалированных
ВеЩеств, теряет антифрикционные свойства.
434 Глава 11. Антифрикционные материалы
в вакууме. Аналогичное снижение трения наблюдалось при трении в
вакууме при высоких температурах графитового материала по корундовой
керамике [5]. Низкое трение в этом случае было обусловлено трибохими-
ческим взаимодействием графита с корундовой керамикой с образованием
непосредственно в зоне контакта свободного кислорода.
Затем эффект сверхнизкого трения наблюдался в вакууме при
интенсивной бомбардировке поверхностей трения графита, дисульфида
молибдена и др. частицами с высокой энергией [84|. После прекращения
бомбардировки трение возрастало до прежних значений.
Позднее сверхнизкое трение было зафиксировано при испытании
тонких легированных покрытий дисульфида молибдена, наносимых
ионным осаждением в вакууме [66, 85, 86]. Низкое трение таких покрытий
сохранялось при испытаниях на воздухе и в вакууме длительное время.
Лишь через ряд лет в зарубежной печати появились сведения [72, 87]
о применении в космической технике нанесенных ионным распылением
покрытий дисульфида молибдена, обеспечивающих сверхнизкое трение
трибосопряжений.
Список литературы
1. Хрущев М. А/. Современные теории антифрикционное™ подшипниковых
сплавов // Трение и износ в машинах. Сб. 6. М,; Л.: Изд-во АН СССР, 1950.
С. 52-73.
2. Savage R. H. Graphite Lubrication // Journal of Apply Phys. 1948. Vol. 19. P. 1-10.
3. Виноградов Г. В. Опыты исследования противозадирных свойств
углеводородных смазочных сред // Методы оиенки противозадирных и противоизносных
свойств смазочных материалов. М: Наука, 1969. С. 3-11.
4. Семенов А. П., Поздняков В. В. О трении графитовых материалов при
высоких температурах в вакууме и газовых средах // Машиноведение. 1965. № 1.
С.91-103.
5. Каиура А. А., Семенов А. П. О трибохимическом механизме снижения трения
в вакууме графитовых материалов// Машиноведение. 1974. №3. С.95-99.
6. Рубцова 3. С, Сеншюрихина Л. //., Милованова В. С. Пути повышения
долговечности твердого смазочного покрытия // Вестник машиностроения. 1991.
№4. С. 21-25.
7. Балакин В. А., Переверзева О. В. Трение по льду и снегу (обзор) // Трение и
износ. 1991. №3. С. 540-551.
8. Pekka Oksanen. Friction and Adhesion of Ice. Finland. Espoo: Valtion teknillinen
tutkimuskeskus (VTT), 1983. 36 p.
9. Dowson D. History of Tribology. London; N.Y.: Longman, 1979. 677 p.
10. Хрущов М. М. Развитие в СССР исследований по материалам для
подшипников скольжения // Вестник машиностроения. 1967. № 11. С. 40-44.
11. Буше П. А., Семенов А. //. Антифрикционные материалы // Конструкционные
материалы. М.: Машиностроение, 1990. С. 171-189.
12. Шпагин А. И. Антифрикционные сплавы. М.: Металлургиздат, 1956. 326 с.
Список литературы
435
13. Рудницкий Н. М. Материалы антотракторных подшипников скольжения. М.:
Машиностроение, 1965. 163 с.
14. ПраттД.С. Подшипниковые сплавы для двигателей внутреннего сгорания //
Трибология. Исследования и приложения (Опыт США и стран СНГ). Гл.20.
М.: Машиностроение, 1993. С. 312-330.
15. Corse W, M. Bearing Metals and Bearings. New York, USA: The Chemical Catalog
Company. Inc.. 1930. P. 15, 201.
16. Хрущев М. М. Усталость баббитов. М.; Л.: Изл-во АН СССР 1943. 150 с.
17. Хрущев М. М. Исследование приработки подшипниковых сплавов и цапф. М.:
Изд-воАН СССР. 1946. 160 с.
18. Хрущев М. М., Курицина А. Д. Исследование строения рабочей поверхности
высокооловянистого баббита в процессе трения и изнашивания // Трение
и износ в машинах. Сб. 5. М.: Изд-во АН СССР. 1950. С. 76-82.
19. Буше И.А. Подшипниковые сплавы для подвижного состава. М.: Транспорт,
1967. 222 с.
20. Семенов А. П. О роли М. М. Хрушова в решении проблемы подшипников
скольжения в нашей стране // Вестник машиностроения. 2002. № 2. С. 22-26.
21. Семенов А. П. Влияние легирования меди на способность к схватыванию
в диапазоне температур 23-450° С // Трение и износ в машинах. Сб. 15. М.:
Изл-во АН СССР, 1962. С. 227-253.
22. Семенов А. П. Влияние температуры, структуры и состава металла на его
способность к холодной сварке // Автоматическая сварка. 1974. № 1. С. 15-19.
23. Матвеевский Р. А/., Буяновский И. А., Лазовская О. В. Противозадирная
стойкость смазочных сред при трении в режиме граничной смазки. М.: Наука,
1978. 191 с.
24. Хрущев М. М. и др. Исследование трения антифрикционных бронз и латуней
при смазке и без смазки // Трение и износ в машинах. Сб. 17. М.: Изд-во
АН СССР, 1962. С. 36-70.
25. Семенов А. П., Савинский Ю. Э. Металлофторопластовые подшипники. М.:
Машиностроение, 1976. 192 с.
26. Алюминиевые сплавы для подшипников и их применение: (Сборник статей
под редакцией М. М. Хрушова). М.: Изд-во АН СССР, 1954. 147 с.
27. Курицина А. Д., Королев Ф. //., Корсунская К. Н. и др. Технология производства
биметалла алюминиевые антифрикционные сплавы — сталь // Цветные
металлы. 1961. №2.
28. Семенов А. П. Исследование схватывания металлов при совместном
пластическом деформировании. М.: Изд-во АН СССР, 1953. 120 с.
29. Гостев Б. И., Зильберг Ю.А. Алюминиевый сплав АСМ для тяжелонагружен-
ных подшипников. М.: Машгиз, 1959. 183 с.
30. Курицина А. Д., Королев Ф.Н., Корсунская К. Н. и др. Структура и свойства
сплавов алюминия с оловом после термической обработки //
Металловедение и термическая обработка. 1962. № 10. С. 8.
31. Подшипники из алюминиевых сплавов / Н. А. Буше, А. С. Гуляев, В. А.Двос-
кина, К. М. Раков. М.: Транспорт, 1974. 256 с.
436 Глава 11. Антифрикционные материалы
32. Семенов А. П. Влияние легирования алюминия на способность к
схватыванию и на трение по стали без смазки // Износ и антифрикционные свойства
материалов. М.: Наука, 1968. С. 178-210.
33. Буше Н.А., Миронов А. Е. Тенденции развития металлических
подшипниковых материалов // Трение и износ. 1990. №6. С. 1112-1116.
34. Федорченко И. М., Пугина Л. И. Композиционные спеченные материалы. Киев:
Наукова думка. 1980.403 с.
35. Семенов А. П. Анализ причин нестабильности биметаллических вкладышей
подшипников двигателей внутреннего сгорания // Вестник
машиностроения. 2003. №6. С. 34-39.
36. Злобин В. С, Котляр Л. И.. Буше П. И. и др. Вкладыши для тяжелонатружен-
ных подшипников. Авторское свидетельство № 1446792. 07.04.86.
37. Семенов А. П. Ионная технолотия изготовления подшипников скольжения //
Техника машиностроения. 1998. № 1 (15). С. 106-109.
38. Трение и износ материалов на основе полимеров / В. А. Белый, А. И. Свири-
денок, М. И. Петроковеи. В. Г. Савкин. Минск: Наука и техника, 1976. 432 с.
39. Коршак В. В., Грибова И. А. О некоторых проблемах создания новых
термостойких антифрикционных пластмасс // Трение и износ. 1980. № 1. С. 30-44.
40. Fusaro R. I.. Evaluation of several polymer materials for use as solid lubricant in
space // Tribology Transactions. 1988. Vol. 31. № 2. P. 174-181.
41. Триботехнические свойства антифрикционных самосмазываюшихся
пластмасс. М.: ВНИИ ГСССД, 1982. 64 с.
42. Воронков Б. В. Подшипники сухого фения. Л.: Машиностроение, 1979. 326 с.
43. Кутьков А. А.. Авдеев Д. Т., Малеванный В. И. Антифрикционные композиции
на основе пластифицированных полимеров // Трение и износ. 1982. № 3.
С. 447-452.
44. Фокин А. В., Семенов А. П. Фторорганические соединения — перспективные
машиностроительные материалы // Проблемы машиностроения и
надежности машин. 1996. №5. С. 7-17.
45. Истомин Н. П., Семенов А. П. Антифрикционные свойства композиционных
материалов на основе фторполимеров. М.: Наука. 1984. 148 с.
46. Bowden F. P. and Tabor D. The Friction and Lubrication of Solids. Part 2. Oxford.:
At the Clarendon Press. 1964. P. 219.
47. Семенов А. П., Поздняков В. В. Исследование антифрикционных свойств
пластмасс при трении со смазкой и без смазки // Пластмассы как
антифрикционные материалы. М.: Изл-во АН СССР, 1961. С. 60-73.
48. Семенов А. П.. Кацура А. А. Триботехнические свойства металлофторопласто-
вого материала при температурах до 350° Сив жидких средах // Трение и
износ. 1994. №5. С. 770-777.
49. Семенов А. П.. Воронцов П. А. Гидродинамические опоры скольжения из метал-
лофторопластового материала // Проблемы машиностроения и надежности
машин. 1966. №4. С. 63-62.
50. Ахвердиев К. С, Воронцов II. А., Семенов А. П. Расчет и конструирование
гидродинамических подшипников скольжения с металлополимерпыми
вкладышами. Ростов н/Д: Изд-во Северо-Кавказского научи. центра высш. шк.. 1999.
204 с.
Список литературы
437
51. Дьячков А. К., Маховенко А. И. Применение поды в качестве смазочного
материала для подшипников скольжения // Вестник машиностроения. 1981.
№12. С. 27-31.
52. Григоров А. И., Семенов А. II. Обработка газовых подшипников с применением
ионного распыления. М.: Наука, 124 с.
53. Апарин В. И.. Духовской Е. А.. Насонкин В. И. и др. Влияние плазмохимиче-
скою модифицирования на механизм износа резин // Трение и износ. 1982.
№1. С. 154-159.
54. Вигдорович А. И., Сагалаев Г. В. Применение дренопластов в машиностроении.
М.: Машиностроение, 1977. 150 с.
55. Плуталова Л. А. Графитовые антифрикционные материалы. М.: ЦИНТИАМ.
Серия VI—81, 1963. 44 с.
56. Свойства конструкционных материалов на основе углерода (Справочник).
М.: Металлургия, 1975. С. 206-247.
57. Feng В. Relation between structure с. 60 and its lubrisity // International Tribology
Conference. Japan Soc. of Tribologist. Yokohama, 1995. P. 451.
58. Концевой Ю. А. Методы исследования свойств алмазов и алмазоподобиых
пленок (обзор) // Заводская лаборатория. 1995. №4. С. 26-34.
59. Khurshuelov А., Каш К.. Sawada D. Microtribological characterisation of carbon
nitride coatings // International Tribology Conference. Japan Soc. of Tribologist.
Yokohama, 1995. P. 483.
60. Воронин Н. А., Семенов А. П. Смазочные покрытия газодинамических
подшипников. М.: Наука, 1981. 88 с.
61. Семенов А. П., Ноженков М. В. К. вопросу о механизме смазочного действия
твердых антифрикционных материалов // Трение и износ. 1984. № 3. С. 408-
416.
62. Сентюрихина Л. Я., Опарина Е. М. Твердые дисульфид-молибденовые смазки.
М.: Химия. 1966. 147 с.
63. Матвеевский Р. М. Температурная стойкость граничных смазочных слоев и
твердых смазочных покрытий при трении металлов и сплавов. М.: Наука,
1971. 227 с.
64. Макаров Ю. В. Твердосмазочные покрытия на основе синтетического
дисульфида молибдена для работы в экстремальных условиях // Вестник
машиностроения. 1981. № 2. С. 33-35.
65. Ноженков М. В.. Авилов А. С. и др. Влияние температуры подложки на
структуру и триботехнические свойства тонких слоев MoS2, полученного
высокочастотным катодным распылением // Поверхность. Физика, Химия, Механика.
1984. Х°8. С. 113-119.
66. Семенов А. П. Применение вакуумных ионно-плазменных методов нанесения
покрытий и модифицирования поверхностных слоев для повышения
износостойкости и снижения трения // Проблемы машиностроения и надежности
машин. 1994. № I. С. 59-67.
67. Семенов А. П., Каиура А. А.. Макаров Ю. В. Влияние материала контртела на
трение дисульфидмолибденового покрытия в вакууме // Твердые смазочные
покрытия. М.: Наука, 1977. С. 84-87.
438
Глава 11. Антифрикционные материалы
68. Sliney H. Е. Solid lubricant materials for high temperatures — a review // Tribology
international. 1982. Vol. 15. №5. P. 303-315.
69. Трояновская Г. И., Лобова Т. А. Исследования и перспективы применения са-
мосмазываюшихся материалов на основе дихалькогенидов тугоплавких
металлов // Трение и износ. 1980. №2. С. 293-302.
70. Дроздов Ю. Н.. Павлов В. Г., Пучков В. //. Трение и износ в экстремальных
условиях. М.: Машиностроение. 1986. 223 с.
71. Шее Н.А., Козелкин В. В., Гуров А. А. Материалы для узлов сухого трения,
работающих в вакууме. М.: Машиностроение, 1986. 182 с.
72. Tribology International. Special Issue: Space Tribology. 1990. Vol. 20. № 2. P. 66-158.
73. Fusaro R. L. Lubrication of Space Systems// Lubrication Engineering. 1995. Vol. 51.
№3. P. 182-194.
74. Семенов А. П. Способность к схватыванию и трибологические свойства
благородных металлов периодической системы элементов Д. И. Менделеева //
Проблемы машиностроения и надежности машин. 2003. №5. С. 54-64.
75. Васильев Ю. Н., Фуголь В. А. Влияние адсорбции фосфорного ангидрида на
трение и износ графита (как антифрикционного материала) // Изв. АН СССР.
Неорганические материалы. 1974. № 1. С. 159-161.
76. Семенов А. П., Поздняков В. В. Трение сплавов системы Со—Re при высоких
температурах в вакууме // Машиноведение. 1973. №6. С. 95-98.
77. Семенов А. П. Исследование триботехнических свойств композиционных
материалов на основе кобальта при высоких температурах // Проблемы
машиностроения и надежности машин. 1998. №6. С. 43-48.
78. Семенов А. П. Трение и адгезионное взаимодействие при высоких
температурах. М.: Наука, 1972. 160 с.
79. Кацура А. А., Семенов А. П. Высокотемпературное трение окисных керамик
на основе корунда. М., 1974. 119 с.
80. Семенов А. П., Поздняков В. В.. Крапошина Л. Б. Трение и контактное
взаимодействие графита и алмаза с металлами и сплавами. М.: Наука, 1974. 109 с.
81. Трение и изнашивание при высоких температурах / Под ред. М. М. Хрушова
и А. П. Семенова. М., 1973. 155 с.
82. Semenov A. P. Tribology at High Temperatures // Tribology International. 1995.
Vol.28. № 1. P. 45-50.
83. Ткаченко Ю. Г. Трение и износ безкислородных тугоплавких соединений и
материалов на их основе при высоких температурах (Обзор) // Трение и износ.
1981. №5. С. 864-876.
84. Явление сверхнизкого трения твердых тел, вызванное интенсивным
радиационным воздействием / Е. А. Духовской, А.Н.Пономарев, А.А.Силин,
В.Л.Тальрозе//ДАН СССР. 1971. Т. 200. №1. С. 23-25.
85. Ноженков М. В., Семенов А. П. Антифрикционные покрытия из дисульфида
молибдена без связующего. Тезисы докладов международной конференции
«Трение, износ и смазочные материалы». Ташкент, 1985. Т. 2. С. 223-227.
86. Семенов А. П. О явлении сверхнизкого трения твердых тел // Трение и износ.
2005. Т26. №1. С. 15-19.
87. Roberts Е. W. Thin solid lubricant films in space // Tribology International. Special
Issue: Space Tribology. 1990. P. 95-104.
Глава 12
Вакуумные ионно-плазменные
покрытия (топокомпозиты)
триботехнического назначения
Основными конструкционными материалами в машиностроении, из
которых изготовлено большинство деталей машин и механизмов,
являются металлы и их сплавы. В сыром виде эти материалы в узлах трения
и несущих конструкциях практически не используются из-за низких про-
тивозадирных характеристик и невысокой объемной прочности. Эти
отрицательные стороны металлических материалов были отмечены людьми
еше вдревности. Для повышения работоспособности поверхностей трения
деталей различных механизмов, оружия и инструмента стали использовать
различные покрытия и модифицированные поверхностные слои [I—3].
Первый письменный документ, упоминающий термический процесс
(в современном понимании — термообработку) закалки, примененный
для упрочнения оружия при ослеплении циклопов, был описан в
Одиссее Гомера. Это произведение датируется 830 г. до н. э., а описываемые
события относятся к 1400-1200 гг. до н.э. Первое упоминание химико-
термической обработки, а именно цементации, найдено в записках
немецкого монаха Теофила, жившего в XI в.
В конце XIX - начале XX в. новые упрочняющие технологии были
разработаны и развиты с открытием и использованием электрического
тока. К. настоящему времени широко разработаны научные основы,
производственная технология и практика применения таких методов
создания поверхностных слоев триботехнического назначения, как методы
поверхностной закалки, химико-термической обработки (в первую очередь
цементации и азотирования), электролитическодо осаждения покрытий,
вакуумные, дазотермические и плазменные методы |3,4|.
В начале 80-х гг. прошлого века промышленность начала
интенсивно осваивать новые технотогии поверхностного упрочнения, основанные
на воздействии на поверхность концентрированными потоками энергии
и вещества: лазерные, ионные и электронные воздействия, плазменные
термофизические и термохимические технологии получения поверхност-
ных слоев и покрытий. К ним следует отнести в первую очередь вакуумные
ионно-плазменные (ВИП) методы обработки |2-5|.
440 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Основным достоинством данных методов является возможность
достижения весьма высокого уровня физико-механических свойств
материалов в тонких поверхностных слоях, а также получение плотных
«чисто» керамических покрытий, недостижимых традиционными методами.
Положительным свойством НИП методов является также возможность
обеспечения высокой адгезии покрытий к подложке и равномерности
покрытий по толщине, сравнительно невысокие температуры
технологических процессов (300-600° С), возможность варьирования состава
покрытия в широком диапазоне в пределах одного технологического цикла
за счет простого изменения парциального давления реакиионноспособ-
ного газа или cocTaisa распыляемой мишени. Экономическая
эффективность ВИП технологии связана с весьма малым расходом компонентов,
входящих в состав модифицированного поверхностного слоя (покрытия),
который, составляя доли объема деталей, позволяет увеличивать срок их
технической годности во много раз. Большим достоинством ВИП
технологии является экологическая чистота производственного цикла. Толщины
покрытия или слоя, получаемых ВИП технологиями, как правило, не
превышает 100 мкм (наиболее используемой являются толщина 5-20 мкм).
Это предопределяет применение ВИП покрытий, в основном, для
прецизионных изделий машиностроения и приборостроения, инструментов
самого различного назначения.
Вакуумные ионно-плазменные технологии сегодня позволяют
получать покрытия самой разнообразной структуры и состава: однослойные
однородные и неоднородные (градиентные), многослойные,
композиционные, комбинированные.
Весь опыт традиционного триботехнического материаловедения и
последних десятилетий по применению покрытий в узлах трения для
снижения износа говорит о перспективности применения в качестве
материалов поверхностного слоя твердых материалов. Подавляющее большинство
веществ с высокой твердостью — тудоплавкие простые и сложные
химические соединения (керамики): бескислородные металлополобные
(нитриды, карбиды, бориды. силициды переходных металлов IV-VI групп
периодической системы элементов), неметаллические (карбиды и нитриды
бора и кремния) и кислородосодержашие (тугоплавкие оксиды
алюминия, хрома и других металлов). Из простых веществ высокой твердостью
обладают бор и алмаз.
Однако при применении твердых материалов в виде покрытий
возникает ряд трудностей, преодоление которых требует оригинальных
технических решений технологического и конструкторского характера. Проблемы
с выбором материалов покрытия возникают в основном из-за множества
несовместимых требований, таких как хорошая адгезия покрытия к
подложке и низкое взаимодействие поверхности покрытия с контртелом или
высокая твердость и высокая вязкость покрытия, которые в подавляющем
Вакуумные ионно-плазменные покрытия 441
большинстве случае» не могут быть выполнены одновременно.
Увеличение твердости и прочности, как правило, сопровождается уменьшением
вязкости и адгезии. Вакуумная ионно-плазменная обработка позволяет
достаточно эффективно решать такие проблемы.
В настоящее время известно огромное число твердых материалов.
Однако конструктору при проектировании узла трения важно иметь
критерии выбора материалов наиболее предпочтительных для применения
в качестве покрытий. Неоценимую помощь могут оказать знания по
составу, структуре и свойствам известных компактных твердых материалов
и покрытий, полученных самыми различными способами. Такая
информация достаточно полно отражена в работах различных исследователей
(см., например, [2, 3, 6-8)). Кратко можно отметить, что каждая группа
твердых материалов имеет свои преимущества и недостатки в случае
применения их в качестве покрытий. Наиболее перспективными являются
материалы, относящиеся к группе металлоподобных тугоплавких
химических соединений — нитриды, карбиды, бориды переходных металлов.
Бориды и карбиды более твердые и менее хрупкие, чем нитриды; они
имеют более высокую температуру плавления, но менее стабильны, имеют
более низкий коэффициент термического расширения, лучшую адгезию
к металлическим подложкам, но обладают более высокой способностью
к взаимодействию с другими материалами (контртелу). Более широкое
использование нитридов переходных металлов и, в частности TiN, в
качестве материала покрытий обусловлено высокой технологичностью его
изготовления, прекрасным золотистым цветом и высоким
коэффициентом термического расширения.
К антифрикционным материалам, которые перспективны для
использования в виде покрытий, в первую очередь, нужно отнести мягкие
металлы — золото, серебро, медь, свинец, индий и др. Механизм их
антифрикционное™ объясняется высокой пластичностью этих металлов.
Высокими антифрикционными свойствами обладают вещества со сложной
структурой — дисульфид молибдена и другие халькогениды переходных
металлов IV-VI групп периодической системы, графит, фторированный
графит, гексагональный нитрид бора и др. Смазочная способность
слоистых твердых веществ зависит от энергии связи между слоями, а также
наличия и характера взаимодействия инородных атомов и молекул,
адсорбированных на поверхностях и изменяющих энергию связи. Третью
группу составляют высокомолекулярные линейные полимеры — фторопласт,
полиэтилен и др. Эти полимеры, по-видимому, можно отнести к
материалам, обладающим природными антифрикционными свойствами.
Взаимодействие между молекулами полимеров осуществляется слабыми ван-лер-
ваальсовыми силами. Это, а также высокая «гладкость» экранированных
углеродных цепочек, определяют природные антифрикционные свойства
фторопласта и высокомолекулярного полиэтилена.
442 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Наиболее широкое применение в пиле твердосмазочных
поверхностных слоев и покрытий, наносимых ВИП методами, получили
металлические пленки из золота и серебра, дисульфиды молибдена и вольфрама,
графита, фторопласта.
12.1. Вакуумные ионно-плазменные методы
получения покрытий и модифицированных
поверхностных слоев
Как и большинство способов получения защитных покрытий и
модифицирования поверхностных слоев в среде разреженных газов (в вакууме),
вакуумные ионно-плазменные (ВИП) способы предусматривают создание
потока частиц вещества и взаимодействие этого потока с поверхностью
твердого тела. В основном используется поток частиц вещества
атомарного и молекулярного размеров (корпускулярный поток вещества), что
роднит эти методы с термодиффузионными (химико-термической
обработкой), методами химического осаждения из газовой фазы (в
англоязычной литературе имеющими название CVD — chemical vapor deposition)
и нанесения покрытий термовакуумным испарением (относимые в
англоязычной литературе, совместно с вакуумными ионно-плазменными
методами, к PVD — physical vapor deposition). Отличает же их значительно
более высокая энергия прибывающих на подложку частиц осаждаемого
(внедряемого) вещества, в десятки и сотни раз превышающая энергию
тепловых атомов и молекул. Соударение с твердой поверхностью частиц
с высокой энергией создает условия образования поверхностных слоев
(покрытий) с высокими служебными характеристиками без
значительного объемного нагрева деталей.
Для создания высокоэнергетического корпускулярного потока,
взаимодействующего с твердой поверхностью вещества, используют
различные формы электрических разрядов в газах или парах веществ. Наличие
плазменного состояния вещества, которое возникает при горении
электрического разряда, и/или ионной компоненты корпускулярного потока
является теми существенными отличительными признаками вакуумных
ионно-плазменных способов, обусловивших их название и выделение в
отдельную группу методов.
В своем развитии ВИП способы прошли несколько этапов,
приведших к созданию большого количества технических решений, обладающих
рядом особенностей, обусловленных достигаемыми в той или иной
конструкции технологического устройства степенью ионизации и величиной
энергии взаимодействия корпускулярного потока с обрабатываемой
поверхностью.
12.1. Методы получения покрытий
443
В настоящее время для упрочнения и модифицирования рабочих
поверхностей деталей узлов трения в машиностроении применяют
следующие технологические процессы, основанные на:
1. Катодном (ионном) распылении (в дальнейшем для краткости —
«ионное распыление»).
2. Активации диффузионных процессов и разложении химических
газообразных соединений в плазме электрического разряда (для
краткости — «ионно-диффузионные» и «плазмо-активируемые»).
3. Магнетронном ионном распылении («магнетронное распыление»).
4. Эффекте присутствия ионной компоненты в конденсирующем на
подложку корпускулярном потоке вещества («ионное осаждение»).
5. Атермическом внедрении в поверхность твердого тела легирующих
элементов (соединений) — («ионная имплантация»),
6. Последовательной и/или параллельной комбинации вышеуказанных
способов, а также других способов воздействия на поверхность
(«гибридная технология»).
Нанесение покрытий ионным (катодным) распылением
Хотя явление распыления твердых веществ в результате
бомбардировки их поверхностей ионами было установлено во второй половине
позапрошлого столетия, однако практически это явление для производства
защитных покрытий не применялось до 30-40-х гг. двадцатого столетия.
Фирма Berghaus, по-видимому, является пионером в практической
реализации ионного (катодного) распыления для нанесения защитных
покрытий триботехнического назначения, получив первые патенты (Ger.
Pat. №703586 (1941), Br. Pat. №508278 (1939), US Pat. №2200909, НКИ
204-192, заявлено 30.П.1937. опубликовано 14.05.40).
Современные системы ионного распыления и технологии,
реализуемые с их помощью, мало чем отличаются от первых технических
решений. При использовании методов, основанных на явлении ионного
(катодного) распыления, из наносимого материала изготавливается
компактная мишень в форме диска или штабика механической обработкой,
литьем или методами порошковой металлургии. Покрытие образуется в
результате конденсации на поверхности обрабатываемой детали главным
образом нейтральных частиц (атомов), выбиваемых из мишени
бомбардировкой ее поверхности ионами инертного газа. При этом распыляемая
мишень и обрабатываемая деталь помешаются оппозитно друг другу в
вакуумной камере. Направленный поток ионов инертного газа образуется
в результате зажигания тлеющего разряда между мишенью, которая в
данном случае является катодом, и стенками металлической заземленной
вакуумной камеры.
444 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Выбиваемые ионами инертного газа из мишени атомы разлетаются
в разные стороны с энергией, по меньшей мере, на порядок более
высокой, чем энергия частиц, образующихся при испарении в термовакуумных
методах. Использование мишени в качестве катода и обусловило
использование термина «катодное распыление».
Способы ионного (катодного) распыления позволяют наносить
самые различные материалы, причем стсхиометрический состав даже
относительно нестойких соединений не изменяется, и они пригодны для
нанесения тугоплавких и недостаточно стабильных соединений. Системы
катодного распыления на постоянном токе используются для нанесения
покрытий из проводящих электрический ток материалов, системы
высокочастотного распыления — из диэлектриков. Введение активных газон
в распылительную камеру обеспечивает протекание плазмохимических
реакций с распыленным веществом, приводя к синтезу покрытий из
химических соединений.
Невысокая производительность (50-3000 А/мин) и относительно
низкие энергия конденсирующихся частиц и степень их ионизации
предопределяют основное применение систем катодного распыления не для
получения износостойких покрытий из тугоплавких химических
соединений, а для получения антифрикционных покрытий из мягких металлов
(Ag, Pb, In), халькогенидов (M0S2, WS2), полимеров, а также для
получения тонких коррозионностойких и декоративных покрытий. Толщина
указанных покрытий, как правило, не превышает 5 мкм.
Получение поверхностных слоев и покрытий,
основанное на активации диффузионных процессов
или процессов разложения химических газообразных
соединений тлеющим разрядом
Ионно-диффузионные методы заключаются в насыщении
поверхности, подлежащей упрочнению, различными элементами при
бомбардировке ионами из плазмы электрического газового высокочастотного разряда
или разряда на постоянном токе.
Ионное насыщение характеризуется энергиями прибытия
легирующих ионов к поверхности деталей порядка 400-2000 эВ и сопровождается
диффузионными процессами, имеющими определяющее значение. Эти
процессы происходят в результате разогрева поверхности бомбардирующими
ее ионами и стимулирования диффузии в процессе насыщения за счет
генерации дефектов в обрабатываемом материале, что позволяет доводить
толщину насыщенного легирующим элементом слоя до 200-300 мкм.
В настоящее время установлено, что под действием ионной
бомбардировки в обрабатываемом материале возникает избыточная концентрация
структурных дефектов (точечных, линейных, трехмерных). Это способствует
интенсификации процессов диффузии и массопереноса насыщающего эле-
12.1. Методы получения покрытий
445
мента в материале и создает возможность появления фаз, которые не
образуются в условиях обычного насыщения при повышенной температуре.
Плотность структурных дефектов зависит от лозы облучения,
плотности потока ионов, направленною на поверхность, массы, энергии ионов
и температуры подложки.
Процессы ионного насыщения выполняются на оборудовании,
существенно отличающемся по конструкции от печей для химико-термической
обработки. В обшем случае система ионного насыщения представляет
собой вакуумную камеру, в электрическом плане реализующую двухэлек-
тродную (диодную) схему. Катодом является электрод с деталями; вторым
электродом (анодом) является заземленный корпус вакуумной камеры.
Одними из первых патентов, в которых описан способ ионно-диффузи-
онного насыщения поверхности стальных деталей, являются германские
патенты №668639 от 1932 г., №683414 от 1932 г., патент Великобритании
№510993 от 1937 г.
Наиболее освоенным и широко применяемым в отечественной
промышленности и мировой практике является метод ионного
азотирования [5,9-11). При ионном азотировании скорость обработки по
сравнению со скоростью при обычной химико-термической обработке
возрастает в 2-5 раз за счет ускорения диффузионных потоков и уменьшения
количества подготовительных операций. Снижается температура нагрева
деталей, имеется возможность регулирования фазового состава
изменением технологических режимов.
Одним из недостатков существующего метода ионного азотирования
является невозможность ускорения процесса путем увеличения плотности
ионного тока, так как в результате перегрева деталей снижается
поверхностная твердость.
Интенсификация процесса ионного азотирования возможна за счет
создания в поверхности металлических деталей заданной дефектности.
Это можно реализовать: предварительным пластическим
деформированием при растяжении или прокатке; термомеханической обработкой;
предварительной циклической уиругоиластической деформацией; велением
процесса ионного азотирования деталей, находящихся под действием
растягивающих напряжений.
Ионное азотирование позволяет азотировать чугуны, углеродистые,
легированные, инструментальные, коррозионно-стойкие и жаропрочные
стали, титановые и металлокерамические сплавы. Возможности химико-
термической обработки в тлеющем разряде не ограничиваются ионным
азотированием. Успешно развиваются и применяются ионное
науглероживание, ионное карбонитрирование, ионное силицирование, ионное
хромирование и борирование.
К плазмо-активируемым методам можно отнести процессы
химического осаждения из газовой фазы, интенсифицируемые в плазме элек-
446 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
трического газового разряда (н англоязычной литературе называемые the
technique of plasma-enchanced chemical vapor deposition PECVD или plasma-
activated CVD — PACVD) 112-14|. Процесс PACVD разработан
относительно недавно (1974-1978) главным образом для получения тонких пленок,
предназначенных для использования в микроэлектронике, оптике и
солнечной энергетике. При процессе PACVD твердофазный осадок
(покрытие) на подложке образуется в ходе химических реакций в газовой фазе
при воздействии на последнюю плазмой газового электрического разряда.
Для создания плазмы используют тлеющие электрические разряды, как
в методах ионного распыления. Высокочастотный разряд — наиболее
распространенный метод создания плазмы в системах PACVD.
Метод отличается от ионного распыления тем, что используемые
рабочие газы состоят из полиатомных молекул, обычно с низкими
потенциалами ионизации в отличие от, например, аргона при ионном
распылении. Применяют также более высокие давления (10-100 Па, при ионном
распылении 0,1-1 Па), что обеспечивает большую частоту столкновений
и более короткую длину свободного пробега электронов. Чем больше
молекулы, тем ниже может быть энергия электронов, достаточная для
ионизации молекулы. Разложение газообразных реагентов происходит в таких
условиях, в которых обычно данные реагенты остаются стабильными и
неразлагающимися, например, при низкой температуре. Основной механизм
разложения в плазме — диссоциация при столкновениях молекул с
быстрыми электронами. Ионизация и диссоциация приводит к тому, что
скорости реакций в плазме значительно выше скоростей химических процессов
в электрически нейтральных системах даже при высоких температурах.
Образование пленки происходит посредством адсорбции
нейтрализованных радикалов, их связывания и роста пленки. Повышение температуры
приводит к росту плотности и химической стойкости пленки.
Установки для синтеза покрытий методом PACVD носят название
реакторов и различаются по частоте разрядного тока от 50 кГц до 23.6 МГц
(полоса промышленных частот). Основное преимущество процесса PACVD
заключается в том, что используются относительно низкие температуры
подложек (< 300° С), достигаются лучшая покрываемая способность и
адгезия, процесс лучше контролируется. Другим преимуществом процесса
являются достаточно высокие скорости осаждения.
Методом PACVD получают защитные покрытия достаточно широкого
класса — от декоративных до износо- и коррозионностойких. В табл. 1
приведены некоторые материалы покрытий, получаемые методом PACVD.
К плазмо-активируемым методам относятся методы
модифицирования поверхностей высокомолекулярных соединений (пластмасс, резин).
проводимые в реакционных камерах с использованием плазмы
электрического разряда [15]. В результате обработки полимеров в неравновесной
плазме меняются смачиваемость, молекулярный вес и химический состав
12.1. Методы получения покрытий
447
Таблица 1
Покрытия, получаемые методом PACVD, и исходные материалы
Продукты PACV1)
Оксид алюминия
Нитрил алюминия
Бор
Карбид бора
Нитрид бора
Оксид бора
Углерод
Карбид кремния
Нитрид кремния
Оксид кремния
Карбид титана
Нитрид титана
Исходные материалы
AICK/O:
AlCh/N:
ведун?
в2н,,/сн4
B2H,,/NH,
BBr,/NI,
В(ОС2Н5)3/0:
С2Н2, CH4. CiHf,
SiH4/CrH!/
Si(CH,)4/Ar/H2
SiCI4/NH,/Ar
SiH4/N2/NH,
SiCl4/02
SiH4/N20
SiH4/02
Т1СЦ. C2H,/CH4/Ar/H2
TiCI4/N2H,
поверхностных слоев (~ I —10 мкм), в то время как свойства и состав
основной массы материала не изменяются. От смачиваемости зависит
адгезия, окрашиваемость, возможность склеивания с другими материалами,
износостойкость, коэффициент трения.
Нанесение покрытий магнетронным ионным распылением
Получение покрытий посредством ионного (катодного) распыления
характеризуется низкими скоростями нанесения. Значительно повысить
скорость осаждения стало возможно с разработкой и развитием систем
магнетронного распыления.
Исходным положением для создания такого устройства, работающего
в режиме аномального тлеющего разряда, принят принцип локализации
плазмы замкнутым магнитным полем «арочной» конфигурации. Наличие
в прикатодной области кольцеобразного вакуумного слоя с замкнутым
448 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
холловским током электронов способствует повышению ионизирующей
способности электронов и, соответственно, высокой скорости распыления
мишени.
Эти принципиальные нововведения привели к созданию нового
высокоэффективного источника распыления и позволили значительно
расширить технологические возможности обычных диодных систем: повысить
более чем на порядок скорость осаждения, приблизив ее к скорости
термовакуумного осаждения; снизить на порядок рабочее давление, заменить
высоковольтное оборудование на низковольтное (< 1 кВ).
Впервые использование скрещенных магнитного и электрического
полей для повышения скорости распыления предложено в 1974 г. в США
(см. патент US №4166018, кл. 204-192, заявлено 31.01.1974, опубликовано
28.08.1979. Автор John S. Chapin. Заявитель Airco Inc).
Магнетронное ионное распыление, также как и традиционное
(катодное), может реализовать получение покрытий как в режиме физического,
так и реактивного осаждения; как на постоянном токе, так и в результате
ВЧ распыления. Типичным считается применение потенциала смешения
в процессах магнетронного распыления.
Основные рабочие характеристики магнетронных распылительных
систем: напряжение на электродах, ток разряда, плотность тока на
мишени и удельная мощность, величина индукции магнитного поля. От
стабильности перечисленных параметров, которые взаимно связаны между
собой, зависят стабильность разряда и воспроизводимость процесса
нанесения покрытий, Магнетронные системы относятся к низковольтным
системам распыления, напряжение питания не превышает 1000 В
постоянного тока. Рабочее спряжение составляет 300-700 В, на мишень обычно
подается отрицательный потенциал, а анод имеет нулевой потенциал.
Однако в магнетронах с плоским катодом для более полного улавливания
вторичных электронов рекомендуется подавать на анод небольшое
положительное смешение (40-50 В). В некоторых системах предусматривается
подача отрицательного напряжения смешения на подложку (до 100 В)
для реализации нанесения покрытия распылением со смешением.
Плотность тока на мишени может быть очень велика и в системах с полым
цилиндрическим катодом составляет в среднем 80 мА/см2, с коническим
катодом — 160 мА/см2, а с плоским катодом — 200 мА/см2. Значение
удельной мощности в магнетронных системах с полым цилиндрическим
катодом достигает 40 Вт/см2, с плоским катодом — 100 Вт/см2.
Предельно допустимая мощность определяется условиями охлаждения мишени
и теплопроводностью распыляемого материала.
Магнетронная система может работать в диапазоне давлений от 10"2
до 1 Па и выше. Важнейшими параметрами, во многом определяющими
характер разряда в ней, является геометрия и величина магнитного поля,
индукция которого у поверхности мишени 0,03-0,1 Т.
12.1. Методы получения покрытий 449
Существует большое число разнообразных конструкций магнетронов,
отличающихся способом создания магнитного поля, конструкцией
катодного узла и геометрией мишени. Базовыми конструкциями магнетрона
считаются — цилиндрическая (с цилиндрическим катодом), пленарная
(с плоским катодом) и так называемая S-Gun (с кольцевым
конусообразным катодом), которую иногда считают разновидностью цилиндрической.
Наибольшее применение в промышленных установках нашла
пленарная система магнетронного распыления. Магнитная система в планарном
магнетроне монтируется в водоохлаждаемом держателе (катоде) и не
вносит загрязнения в камеру. Пленарные магнетронные системы позволяют
создавать в области распыления высокие плотности тока и достигать
скоростей осаждения, сравнимых со скоростями, характерными для методов
термического испарения в высоком вакууме. Большим недостатком такой
системы является то, что распылению подвергается узкая кольцеобразная
область мишени, и коэффициент использования материала составляет
до 26% объема мишени.
В последние годы существования Советского Союза
промышленностью выпускались вакуумные напылительные установки (МИР-1, МИР-2),
реализующие методы магнетронного распыления. Основным назначением
этих установок являлось упрочнение режущего инструмента. Однако они
пригодны и используются для нанесения износостойких и
антифрикционных покрытий на детали самого широкого назначения.
Нанесение покрытий ионным осаждением
В методах ионного осаждения покрытий частицы наносимого
материала, переведенные тем или иным способом в парообразное состояние,
ионизируются и ускоряются в электрическом поле. Благодаря высокой
энергии ионов при их соударении с поверхностью детали облегчается
образование высококачественного покрытия.
По-видимому, первое упоминание о получении функциональных
покрытий из полностью ионизованнодо потока вещества содержится в
авторском свидетельстве (СССР) № 109057 (кл.48Ь, заявлено 28.10.1955 г.,
опубликовано в БИ № 10 за 1957 г. Авторы Г. И. Рукман, Я. А. Юхвидин,
И. А. Калябина).
Согласно описанию изобретения к данному охранному документу
способ получения тонких пленок заключается в том, что подлежащее
нанесению вещество предварительно подвергают ионизации в виде ионного
луча, управляемого отклоняющей системой, направляют на
обрабатываемую поверхность, служащую коллектором ионнодо тока, так, что
различные участки поверхности последовательно облучаются пучком ионов,
причем нейтрализовавшиеся ионы остаются на обрабатываемой
поверхности в виде атомов или молекул, образуя тонкую пленку.
15 С'онрсмспнми ipnfxuoiMM
450 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Термин «ионное осаждение» (англ. — ion plating) был впервые
предложен Д. М. Маттоксом 116], получившим один из первых патентов на
аппаратуру, обеспечивающую частичную ионизацию испаряемого вещества,
при взаимодействии пара с плазмой тлеющего разряда, и направленное
движение потока ионизированного вещества, путем приложения
отрицательного потенциала к обрабатываемой поверхности (см. Патент US
№ 3329601. кл. 204-298, заявлено 30.09.1966 д., опубликовано 04.07.1967 г).
Следует отметить, что термин «ионное осаждение», введенный
Д. М. Маттоксом, не совсем точен, так как в формировании покрытия
участвуют не только ионы металла, но и газа. Поэтому сейчас принято
понимать под ионным осаждением все ионно-плазменные способы
нанесения покрытий, в которых поверхность подложки и/или осаждаемая
пленка бомбардируется ионами (металлическими, газовыми) в таком
количестве и с такой энергией, которые достаточны для изменений в
структуре, составе или свойствах переходной зоны и/или самого покрытия.
Перевод наносимого материала в парообразное состояние в системах
ионного осаждения покрытий возможно в результате термического
нагрева (резистивным способом, электронным или лазерным лучом,
индукционным способом, электродуговым испарением) или ионным (катодным)
распылением. Все виды перевода твердого вещества в парообразное
состояние, кроме электродугового, обеспечивают невысокую концентрацию
ионов в потоке, что требует дополнительных мероприятий по обеспечению
эффективного процесса ионного осаждения. Как правило, это
осуществляется либо путем воздействия на металлический пар потоком электронов,
либо плазмой.
Процессы ионного осаждения, использующие термический перевод
наносимого материала из твердого в парообразное состояние и
осуществляемые в среде реакционноспособных газов с зажиганием плазмы в парах,
получили в отечественной литературе название РЭП — реактивных
электронно-плазменных. В англоязычной литературе процессы реактивного
термовакуумного испарения, в которых корпускулярный поток
осаждаемых частиц тем или иным способом активируется в зоне между
источником испаряемого вещества и подложкодержателем, получили
название ARE — activated reactive evaporation. Реактивное осаждение покрытий
за счет активирования потока осаждаемых частиц, получаемых ионным
распылением, при энергичной сопутствующей бомбардировке растущей
пленки, получил название reactive ion plating — RIP. Применение
потенциала смещения на подложке или воздействие ионным (плазменным)
потоком на растущую пленку (например, с помощью автономного
ионного источника) в процессах ARl£ относит их к методам RIP.
Разработка электродуговых испарителей в значительной степени
упростила систему и способ получения покрд,дтий ионным осаждением.
Используемая в этом источнике вакуумная дуга, горящая в парах испаряемого
12.1. Методы получения покрытий
451
материала катода, in situ, обеспечинает высокие ионизацию и
кинетическую скорость частиц напыляемого материала.
Вакуумная луда представляет собой сильноточный низковольтный
разряд, горящий is парах материала электрода. Напряжение разряда в
зависимости от материала катода изменяется в пределах 10—30 В. Основную
часть разрядного напряжения составляет катодное падение потенциала.
В катодных пятнах, число которых пропорционально току и которые
хаотически перемешаются со скоростью от нескольких десятых до единиц
метров is секунду, плотность тока составляет 106-1() Л/см2 при величине
тока в пятне от единиц до сотен ампер (в зависимости от материала
катода). Необходимая для существования дуги среда образуется в результате
испарения материала катода из области католн1>дх микропятен, в которых
плотность потока энергии составляет 106-107 Вт/см2 [17-19].
Электродуговые источники металлической плазмы — генераторы
металлической плазмы (англ. arc source) впервые были реализованы в ВИП
системах получения покрытий в конце 60-х гг. XX в. (см. А. с. №284883
(СССР), заявлено 10.01.69 г., опубликовано 15.05.76 г., кл. С. 23 с. 13/12,
авторы: А. А. Романов, А. А. Андреев, В. Н. Козлов; А. с. № 307666 (СССР),
заявлено 09.09.68 г., опубликовано 05.01.79 г., кл. С. 23 с. 13/12,
авторы: Л. П. Саблев, Н. П. Атаманский, В. Н. Горбунов и др.; Патент US
№ 3625848, юз. С 23 С 15/00, заявлено 26.12.68 г., опубликовано 07.12.71 г.,
автор A. A. Snape).
Метод нанесения покрытий с использованием таких плазменных
устройств получил известность в промышленности как метод
конденсации металлической плазмы при ионной бомбардировке (КИБ) [18-20].
Существует несколько конструкций плазменных источников,
различающихся между собой по тому, каким образом поддерживаются условия
длительного существования катодных пятен на ограниченной
(эродируемой) поверхности. В одних конструкциях ограничение области
существования катодных пятен на эродируемой поверхности осуществляется при
помощи электростатическою экрана, закрывающего нерабочую
поверхность катода (электростатическая фиксация катодных пятен). В других
конструкциях для стабилизации катодных пятен на рабочей поверхности
используется сильное неоднородное магнитное поле (электромагнитная
фиксация катодных пятен).
В системах с холловским ускорением плазмы, получивших
наибольшее распространение, в отличие от электродуговых испарителей с
электростатическим ускорением обеспечивается формирование
сфокусированных, практически полностью ионизированных и ускоренных независимо
от технологического объекта плазменных потоков. Вследствие этого при
равнд>1х значениях электрической мощности холловскис ускорители
(плазменные ускорители) обладают более высокой производительностью,
превышающей производительность испарителей в 5-10 раз, а более высокая
452 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
степень ионизации плазменного потока обеспечивает гибкое управление
и более эффективное протекание процессов синтеза. Кроме того,
плазменные ускорители обеспечивают осуществление процесса конденсации
ионов с высокой энергией на любые изделия, в том числе
выполненные из непроводящих материалов, а также формирование слоев
непроводящих материалов на изделиях без приложения к ним ускоряющего
потенциала.
Продукты эрозии катода при электродуговом его распылении
состоят из ионов, нейтральных атомов и макрочастиц — капель и твердых
осколков материала катода. При этом основная часть массы переносится
ионами и макрочастицами.
Распределение продуктов эрозии по массе приближенно можно
считать изотропным. Отдельные виды частиц имеют следующее
распределение: ионы и макрочастицы в пространстве распределяются неравномерно.
Ионы имеют вытянутую вдоль нормали к поверхности катода диаграмму
распределения; основная же доля макрочастиц движется под малыми
углами к плоскости катода. Распределение атомов нейтрального пара в
пространстве является изотропным.
Наличие макрочастиц в плазменном потоке является крайне
нежелательным, так как является причиной снижения эксплуатационных
характеристик покрытий. Характерный размер частиц соответствует 10-100 мкм
(в большинстве случаев I —10 мкм).
Для уменьшения содержания капельной фазы в покрытии можно
использовать как методы воздействия на плазменный поток при
транспортировке его к подложке, так и методы, уменьшающие образование
макрочастиц при генерировании корпускулярного потока. Различные схемы
сепарации плазменного потока (применение криволинейных плазмоопти-
ческих систем, систем с «магнитным» островом, с отражением
плазменного потока и др.) являются представителями первого метода. Уменьшение
количества микрокапель в процессе электродугового распыления катода
возможно при:
1) применении импульсного режима генерации плазмы;
2) проведении предварительной дегазации катодов;
3) совершенствовании теплового режима работы катода;
4) использовании новых форм вакуумной дуги и конструкции катодов;
5) формировании в прикатодной области магнитных полей специальной
структуры и т.д.
Основным назначением практически всех промышленных установок,
реализующих метод КИБ, является упрочнение режущего инструмента.
Однако они пригодны и для нанесения покрытий на детали самого
широкого назначения.
12.1. Методы получения покрытий
453
Модифицирование поверхностных слоев, основанное
на атермическом внедрении в поверхность твердого тела
легирующих элементов (соединений)
Ионное легирование или имплантация, как способ поверхностного
модифицирования, основано на проникновении имеющих высокую
энергию легирующих ионов в кристаллическую решетку «холодного» твердого
тела [21,22]. Механические свойства облученных таким образом
поверхностей повышаются как за счет легирования, так и в результате искажений
кристаллической решетки при вбивании в нее частиц легирующего
компонента. В результате имплантации в тонком поверхностном слое может
быть получена достаточно высокая концентрация вводимых атомов.
Ионная имплантация служит единственным методом изменения свойств
материалов и изделий, когда предъявляются повышенные требованиям к
степени шероховатости и размерам обрабатываемых изделий. С точки зрения
образования химических соединений ионная имплантация обеспечивает
получение метастабильных фаз (химических соединений), не реализуемых
традиционными способами. Первые данные о возможной и
целенаправленной модификации свойств металлов — повышении их
износостойкости, микротвердосги и коррозионной стойкости — с помощью ионной
имплантации появились в конце 50-х - начале 60-х гг. прошлого века, т.е.
приблизительно в то же время, когда были достигнуты первые результаты
по легированию полупроводников.
Ионная имплантация возможна с помощью как непрерывных, так и
импульсных ионных пучков.
Для осуществления ионной имплантации необходимы источник ионов
и устройство для их разгона к обрабатываемой поверхности детали. Из-за
малого пробега ионов (особенно ионов тяжелых элементов) в веществе,
для ускорения ионного пучка необходимо напряжение 10-200 кВ и
относительно высокий вакуум (10"3-10~4 Па). Желательно использовать
безмасляную систему откачки технологической камеры, при которой не
образуется пленок на поверхности детали. Применение паромасляных от-
качных средств приводит к необходимости предварительной обработки
поверхности, в частности ионной бомбардировкой.
Для получения ионных пучков используют довольно широкий
ассортимент способов ионизации атомов и молекул. Это, прежде всего
электронная и ионная бомбардировка, и поверхностная ионизация.
Существенными эксплуатационными преимуществами обладают плазменные
источники ионов газов с осцилляцией электронов, источники ионов
металлов, получаемые генерацией плазмы электродуговым разрядом.
Физико-механические свойства поверхности, модифицированные
ионным легированием, не столь чувствительны к чистоте ионного пучка, как
электрофизические при получении полупроводниковых элементов.
Поэтому источники ионов, используемые в машиностроении, не требуют
454 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
системы сепарации, что облегчает получение больших токов
(уменьшается значительно время обработки) и позволяет конструктивно упростить
имплантор в целом. Для получения, формирования и ускорения ионных
пучков, предназначенных для внедрения, используются ионно-лучевые
установки.
Источник ионов является одним из наиболее существенных узлов
установки и служит для создания и первичного формирования пучка
положительно заряженных ионов. Характеристики ионных источников
в большей степени, чем характеристики остальных функциональных
узлов, определяют технологические возможности и эффективность работы
системы в целом. Существует множество типов ионных источников,
однако в промышленности широко распространены в основном плазменные.
Для упрочнения деталей машин и приборов используется
промышленное оборудование, широко выпускаемое для микроэлектроники.
«Гибридные» способы получения покрытий
Ранее рассмотренные ВИП способы получения покрытий
обеспечивают создание конденсата из корпускулярного потока вещества,
компоненты которого различаются по концентрации и природе (металлические,
газообразные), виду частиц (атомы, ионы, кластеры) и их спектру энергий.
Формирование покрытия из такого сложного «композиционного» потока
частиц приводит к трудностям в управлении и контроле качества
получаемых покрытий. Особенно это относится к ионным способам получения
ВИП покрытий, процесс формирования покрытий в которых происходит
в сугубо неравновесных условиях в достаточно короткие сроки.
Эффективность управления качеством получения покрытий,
улучшение и расширение диапазона варьирования служебных свойств покрытий
возможно при использовании технологических процессов, включающих
в себя последовательное и/или параллельное воздействие на растущую
или осажденную пленку дозированным количеством ионов с
определенной энергией в потоке, т. е. использование так называемых «гибридных»
(в англоязычной литературе — duplex surface engineering [23]) способов
получения ВИП покрытий.
Под «гибридными» технологиями понимаются методы,
совмещающие в одном технологическом процессе модифицирование поверхностных
слоев от воздействия двух (возможно и более) корпускулярных потоков
вещества, существенно различающихся по величинам энергий частиц
(компонентов). Традиционным результатом «сольного» действия для одного
потока является создание покрытия (процесс осаждения), для другого —
внедрение в кристаллическую решетку (имплантация). Различают
«гибридные» технологии последовательного и одновременного воздействия
на обрабатываемую поверхность.
12.1. Методы получения покрытий
455
При последовательном воздействии потоков вначале одним из
известных способов производится осаждение материала в виде покрытия
определенной толщины, которое затем подвергается воздействию
высокоэнергетического корпускулярного потока частиц. Данный метод,
получивший п литературе название ионно-лучевого перемешивания (IBM —
ion beam mixing) [12,21], обеспечивает повышение адгезии между
покрытием и подложкой за счет создания переходной зоны, состоящей из атомов
материала подложки и покрытия (твердые растворы, химические
соединения); в случае использования легирующих элементов (азот, бор и т.д.) —
синтез твердого химического соединения на базе материала покрытия;
при малых толщинах покрытия — синтез соединения по всей толщине
на основе материалов покрытия и подложки.
Проникновение частиц при ионной имплантации, как известно,
составляет величину порядка 1000 А, при этом толщина переходной зоны
измеряется величиной 100 А. Из этих значений нужно исходить при
получении покрытий методом ионно-лучевого перемешивания
(последовательного воздействия).
Ионная имплантация растущего конденсата (метод IBAD — ion beam
assisted deposition) в процессе его нанесения, обеспечивая достоинства
предыдущего метода — (повышение адгезии, синтез химического
соединения), позволяет получать значительно более толстые покрытия,
определяемые в основном возможностями метода нанесения покрытия, и
значительно более высокого качества [12,21]. Характерным примером уникальности
данной «гибридной» технологии является случай получения твердого
кубического нитрида бора. В работе [12] это отмечается как значительная
находка, так как все другие методы (как химического, так и физического
осаждения) дают возможность получать нитрид бора гексагональной
формы (аналогичный графиту). Такие покрытия мягкие, гладкие и обладают
низким коэффициентом трения.
Если ионный пучок состоит из реакционноспособных частиц, метод
IBAD носит название RIBAD (reactive ion beam deposition). Более сложные
комбинации этапов нанесения покрытия и ионного воздействия ионных
пучков объединяются под общим названием IAC (ion assisted coating).
К «гибридным» технологиям в полной мере относится технология
ионно-диффузионного насыщения поверхности подложки легирующим
элементом (например, ионного азотирования) и последующего ионного
осаждения тугоплавкого химического соединения (например, нанесение
нитрида титана электродуговым испарением). Для реализации такого
метода было создано устройство и разработан способ получения покрытия
(см. Patent US № 5503725, кл. С. 23с. 14/34, заявлено 23.04.1992,
опубликовано 02.04.1996, авторы L. P. Sablev, A. A. Andreev, S. N. Grigoriev, A. S. Metel).
456 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
12.2. Свойства типовых вакуумных
ионно-плазменных покрытий
и модифицированных поверхностных слоев
В настоящее время отсутствуют критерии, позволяющие выбрать
оптимальный состав покрытия для работы в условиях того или иного вида
внешнего воздействия (трения) и прогнозировать его долговечность.
Поэтому при выборе покрытия и способа его получения неоценимую помощь
оказывают известные технические решения и результаты ранее
проведенных исследований. В обзорах [1-5, 8-14, 2l-3l| достаточно подробно
рассмотрены свойства и характеристики различных ВИП покрытий и
модифицированных слоев. Ниже приводятся сведения о свойствах, структуре
и характеристиках наиболее применяемых в промышленности видов ВИП
покрытий и поверхностных слоев
Дисульфид молибдена. Первые работы по получению тонких
смазочных пленок дисульфида молибдена ионным распылением и
исследованию их триботехнических свойств были проведены в NASA [24| в конце
70-х гг. прошлого столетия. Аналогичные работы примерно в то же время
были начаты в Советском Союзе {25] и несколько позднее — в ФРГ [26]
и Швеции [27].
Покрытия M0S2 наносят как физическим распылением, так и с
использованием плазмохимических процессов. В первом случае, распыляют
прессованную мишень из природного M0S2 в вакууме чаше всего в
диодной системе. Во втором случае ведут распыление молибденовой мишени
в среде H2S. Распыление осуществляют как на постоянном токе, так
и в высокочастотном разряде. Более высокими триботехническими
свойствами обладают покрытия MoSi, полученные в ВЧ разряде.
Антифрикционные свойства напыленных пленок M0S2 во многом определяются
структурой, составом и адгезией, которые, в свою очередь, зависят от
технологических параметров и условий процесса ионного распыления.
Исследованиями установлено [24, 25], что пленки M0S2 по
толщине имеют три структурные зоны. Первая зона, прилегающая к подложке,
электронографически аморфная (квазиаморфная), имеет толщину
порядка 0,03-0,05 мкм. Следующая за ней — толщиной от 0,1 мкм —
поликристаллическая. Структура третьей зоны имеет определенную текстуру.
Наличие зон, их протяженность и направление предпочтительной
ориентации, а также размеры и формы кристаллитов зависят от
материала (природы) подложки и температуры процесса осаждения. При
изменении температуры подложки от 10 до 1100° С наблюдается
образование квазиаморфных (до 100° С), поликристаллических разупорядочен-
ных (в диапазоне температур от 100 до 200° С) и текстурированных
пленок с ориентацией кристаллитов |1010] (в диапазоне температур от 200
до 300° С и от 500 до 650° С), а также [1120] (при температуре 400-500° С),
12.2. Свойства типовых покрытий и поверхностных слоев 457
перпендикулярной поверхности подложки. Подъем температуры
подложек до 700-800° С и выше приводит к исчезновению всякой
предпочтительной ориентации в структуре пленок MoS3 и формированию
поликристаллической структуры. При этом электронографические исследования
показывают наличие в пленке кристаллов металлического молибдена. При
температуре ~ 1100° С происходит полное разложение дисульфида
молибдена и получение покрытия из молибдена.
Все текстурированные покрытия имеют высокие антифрикционные
свойства, хотя общеизвестно, что низкий коэффициент трения таких
слоистых смазок, как дисульфид молибдена, обусловлен легкостью скольжения
по базисным плоскостям (0001). имеющим по сравнению с
призматическими гранями (1010) и (1120) значительно более низкую поверхностную
энергию. Исследование кинетики структурных превращений,
происходящих при трении, напыленных пленок M0S2 показал, что под действием
нормальных и касательных сил в поверхностных слоях покрытия
происходит разрушение исходных текстур и формирование на дорожке трения
текстуры с осью 10001 ].
Заметная текстурированность покрытий начинается при толщинах
пленки 0,3-0,5 мкм. Дальнейшее увеличение толщины пленки приводит,
как правило, к совершенствованию предпочтительной ориентации и
образованию столбчатой структуры, обладающей низкой плотностью. При
трении толстых покрытий поверхностные слои быстро разрушаются и
эффективность смазочной пленки обеспечивают слои толщиной 0,2-0,5 мкм.
Повышение прочности и плотности столбчатой зоны толстых
покрытий возможно путем введения в распыляемую мишень из M0S2 таких
металлов, как золото или никель до 5-84% (вес). Так, покрытия AU+M0S2
показали при испытаниях на трение более низкие и стабильные значения
коэффициента трения и меньшую величину поверхностных повреждений,
чем пленки чистого M0S2.
Триботехнические испытания при высоких нагрузках покрытий M0S2,
WS2, MoSe2, МоТе2, NbSe2, TaSe, полученных высокочастотным
распылением, показали, что важным фактором, определявшим эффективность
и работоспособность покрытий, является адгезия. Эффективность тонких
пленок M0S2 можно несколько повысить, если наносить их на твердый
подслой, например покрытия Si02, CrjSi2.
Пленки MoSi, получаемые физическим распылением, обладают
дефицитом серы, то есть нестехиометричны по составу. Распыляя
композиционную мишень (M0S2 + S). можно получать покрытия стехиометри-
ческого состава, обладающие более высокими триботехническими
свойствами.
Нитрид титана. Среди нитридов переходных металлов пальму
первенства как по исследованию, так и по применению держит нитрид титана
458 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
или, что более точно, покрытия системы Ti—N. В зависимости оттехноло-
гии получения покрытия Ti—N могут состоять из различных фаз и иметь
разные кристаллические структуры и ориентации. В настоящее время
известно о получении покрытий следующего фазового состава: a-Ti —
пересыщенный твердый раствор азота в титане, концентрация которого может
достигать 35%; (a-Ti—Ti2N); (Ti2N—TiN) и TiN. Как правило, с
увеличением парциального давления азота в камере при реактивном ионном
осаждении (при постоянных других технологических параметрах процесса)
отношение содержания азота к титану в покрытии возрастает.
Наилучшими показателями по износостойкости обладают покрытия из однофазного
TiN и многофазные покрытия, содержащие фазу Ti2N. При этом
некоторые исследователи отмечают более высокую износостойкость покрытий,
содержащих фазу ТдтN [12,30,31].
Для покрытий, содержащих однофазный TiN, наблюдается чаще всего
преимущественная кристаллическая ориентация (111), но имеются также
сообщения о наличии ориентации (200) и (220). Преимущественная
ориентация меняется с изменением условий осаждения. Результаты,
приводимые в литературе, до определенной степени противоречат друг другу,
но все же наиболее предпочтительным является рост решетки с
преимущественной ориентацией (111). Эта плоскость, наиболее плотно заполненная
атомами, имеет самую низкую величину свободной энергии, что в
соответствии с концепцией геометрического отбора кристаллов при росте
слоя обеспечивает данный тип текстуры покрытия [311. Другой
возможной причиной преимущественного роста плоскости (111) является низкое
значение коэффициента распыления, присущее плоскостям с плотнейшей
упаковкой атомов.
Морфология покрытий TiN исследована в основном с помощью
растровой электронной микроскопии (РЭМ). При обычно используемых
температурах подложки 300-550° С покрытия TiN имеют волокнистую
структуру, типичную для переходной зоны «Т», согласно классификации Торн-
тона [12]. Морфология покрытия меняется вместе с составом. В покрытиях
со стехиометрической избыточностью часто получали типичные структуры
зоны «1» с куполообразными коническими волокнами. Пленки со
стехиометрической недостаточностью обычно отличаются высокой плотностью
и соответствуют зоне «2».
Из механических характеристик, используемых при сравнении
твердых и сверхтвердых материалов, широко применяется микротвердость.
В литературе приводятся достаточно противоречивые данные о твердости
покрытий системы Тд—N. В зависимости от состава покрытия
микротвердость может быть от 600 до 2400 кгс/мм2. Цвет покрытия также может
быть использован для качественной оценки состава и твердости покрытий
системы Ti—N.
12.2. Свойства типовых покрытий и поверхностных слоев 459
Нитрид гафния, имеющий некоторые отличительные особенности от
TiN, заслуживает внимания как кандидат на использование в качестве
износостойкого покрытия. В частности, его высокая стабильность и
твердость при повышенных температурах (твердость при температурах 80()э С
составляет ~ 1000 кгс/мм2) позволяет рекомендовать его для упрочнения
инструмента и деталей машин, работающих в условиях высоких нагрузок
и скоростей. Сходство между HfN и TiN делает возможным
использование HfN в тех же случаях, в которых на сегодняшний день используют
TiN. Максимальная микротвердость покрытий системы Hf—N,
приводимая в литературе, равна 2600 кгс/мм2. Однако перспективы широкого
применения гафния для нанесения покрытий весьма сомнительны из-за
его дефицитности.
Нитрид ниобия — другой потенциальный конкурент TiN. Имеются
сведения о более высокой абразивной стойкости NbiN, полученного
высокочастотным распылением по сравнению с NbN nTi2N [12]. При ионно-
термическом осаждении покрытий на структуру и состав покрытий
системы Nb—N оказывает сильное влияние степень интенсивности ионной
бомбардировки в процессе роста конденсата.
Среди других нитридов тугоплавких металлов, используемых в виде
ВИП покрытий и упоминаемых в литературе для зашиты от износа и
коррозии, можно отметить ZrN, CrN, Mo2N, A1N [2,5, 12-14].
Отдельно можно отметить покрытия из нитрида бора. Из нескольких
присущих ему структур наибольшей твердостью обладает кубическая.
Перспективность использования BN определяется следующими его свойствами:
малой плотностью, высокой термической стабильностью и химической
инертностью. Еще недавно для напыления твердого BN требовались
температуры выше 1000° С. С развитием техники ионного осаждения стало
возможно получение покрытий при значительно более низких
температурах (~450° С). Однако нестабильность процесса осаждения препятствует
получению твердых покрытий достаточной толщины. Но даже такие
покрытия BN толщиной 1 мкм, примененные для упрочнения режущего
инструмента, имели лучшую стойкость, чем покрытия TiN толщиной 6 мкм.
Перспективен и нитрид кремния SijN,*, относящийся как и BN к классу
неметаллических тугоплавких соединений и обладающий высокой
твердостью и химической стабильностью.
Алмазоподобные пленки. Сам по себе углерод интересен из-за
своих уникальных свойств. Различные его кристаллические формы могут
обеспечивать высокую химическую стабильность, низкое трение,
износостойкость и сопротивление термическим ударам.
К предельным структурам на основе углерода относятся алмаз, графит
и карбин. Их молекулярное строение, т.е. химический состав и способ
соединения атомов в молекуле, определяется кристадлохимической
формулой.
460 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Существуют три направления синтеза пленок на основе углерода:
— монокристаллических, имеющих структуру алмаза (алмазных) —
гигантских макромолекул;
— поликристаллических, состоящих из кристаллов, имеющих структуру
алмаза (набор гигантских макромолекул);
— аморфных.
Аморфные углеродные пленки [32], обладающие близкими к алмазу
свойствами, получили название алмазоподобных покрытий (АПП). Как
правило структура таких покрытий не имеет кристаллической решетки,
обладает только ближним порядком и характеризуется наличием кратных
связей атомов. В англоязычной литературе такие алмазоподобные пленки
называются DLC films — пленками с diamond like characteristic или i-C
(t-углеродными).
В настоящее время алмазные и алмазоподобные углеродные апенки
применяют в качестве теплоотводяших и износостойких покрытий
инструментов для механической обработки, пар трения, в радиотехнике и медицине.
Приоритет российской науки в области синтеза алмазных пленок из
газовой фазы относится к 50-м гг. прошлого столетия и не оспаривается
за рубежом [33]. Первый в мире патент на способ синтеза алмаза из
газовой фазы в условиях его термодинамической метастабильности получен
Б. В. Спицыным и Б. В. Дерягиным в 1956 г. С 80-х гг. XX в. для синтеза
алмазных пленок применяются промышленные установки,
обеспечивающие при давлении 103 — 105 Па и температуре 500-1200° С скорость роста
пленок более 50 мкм/ч и площадь нанесения алмазного покрытия более
400 см2.
В конце 60-х гг. XX в. был разработан ряд низкотемпературных
способов получения алмазоподобных пленок с физико-механическими
свойствами, практически совпадающими со свойствами алмаза. Одним из
первых технических решений, предложенных В. М. Голяновым и А.
П.Демидовым, был способ получения пленки катодным распылением графита
и осаждением распыляемого углерода на охлаждаемую подложку [Авт.
свид. (СССР) №411037. Способ получения искусственных алмазов.
Авторы: Голянов В. М., Демидов А. П. Приор. 28.10.71. Опубл. Б. И. 1974.
№29. С. 172].
В 1971 г. S.Aisenberg и R. W.Chabot в свой статье (J.Appl. Phys. 1971.
Vol. 42. P. 2953), посвященной получению на различных подложках
аморфных и микрокристаллических углеродных покрытий с содержанием
водорода от 0 до 20 %, предложили называть полученное вещество пленки
алмазоподобным углеродом (diamond-like carbon). В настоящее время
различают два структурных типа алмазоподобных углеродных покрытий —
аморфные гидрогенизированные а-С:Н (amorphous hydrogenised carbon),
с содержанием водорода до 50 %, и аморфные негидрогенизированные
а-С (amorphous carbon).
12.2. Свойства типовых покрытий и поверхностных слоев 461
Почти все методы, пригодные лпя получения алмазных пленок, могут
быть использованы для синтеза АПП. Отличие заключается в температуре
подложки — как правило, ниже 300° С.
Углеродные алмазоиодобные пленки можно получать практически
любым ВИП методом. Наиболее распространенными являются ионное
осаждение (термоионное и электродуговое) и осаждение ионным
(катодным) распылением графитовой мишени, а также комбинированные
методы. Кроме описанных в первой части данной главы ВИП методов, для
синтеза пленок на основе углерода используют микроволновые и
радиочастотные методы осаждения из газовой фазы, все плазменные методы
осаждения из газовой фазы, включая плазмотронный метод, а также
методы на основе ЭЦР (электронно-циклотронный резонанс) источников
плазмы [32,34].
К комбинированной или гибридной технологии получения алмазо-
подобных покрытий в первую очередь относится ионно-стимулирован-
ная конденсация углерода. Суть ее состоит в ведении ионного облучения
в процессе конденсации вещества. Изменяя энергию ионов, можно
варьировать тип гибридизации атомов углерода и получать пленки различной
структуры — алмазной, графитовой, линейно-цепочечной. С. Weissmantel
предложил выделить АПП, получаемые при сопутствующей осаждению
ионной бомбардировке, в отдельный класс покрытий и назвал их i-C
пленки (Thin Solid Films. 1982. 96. P. 31-44.). Микротвердость
углеродных пленок в зависимости от условий получения может изменяться от 1
до 90 ГПа. При этом так же, как и в случае внутренних напряжений,
основное влияние на твердость оказывает энергия осаждающихся частиц.
Твердость углеродных пленок увеличивается с ростом потенциала подложки.
Углеродные пленки, получаемые из углеводородной плазмы, становятся
тверже в случае добавления инертного газа к рабочему газу, что является
следствием усиления ионной обработки поверхности растущей пленки.
Коэффициент трения у графитных пленок уменьшается при
повышении влажности. У алмаза коэффициент трения не зависит от влажности
и остается меньше 0,07 даже при относительной влажности около 100%.
Трение между углеродными пленками и алмазом или между двумя
углеродными пленками менее чувствительно к влажности.
Скорость изнашивания (как абразивного, так и адгезионного)
покрытия в основном обратно пропорциональна его твердости. Износостойкость
тонких аморфных пленок, включая гидрогенизированные и негидрогени-
зированные углеродные пленки, коррелирует с прочностью межатомных
связей этих материалов.
Углеродные пленки имеют хорошую адгезию к металлам (Al, Ti, Mo)
и полупроводникам (Si. Ge), с которыми они могут формировать
стабильные карбиды. К материалам, не образующим с углеродом карбиды
(например, Ga, As, Си, Аи), алмазополобные пленки имеют плохую адгезию.
462 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Однако в этом случае се можно поиысигь путем и нелеп ия промежуточною
подслоя, который имеет хорошую адгезию как к подложке, так и к пленке.
В качестве подслоя при нанесении углеродных пленок на медь служит
алюминий, для сульфида цинка и селенида пинка — кремний и
германий, для хлорида калия — оксид германия, для бериллия и стали — уран.
Углеродные пленки имеют хорошую адгезию к диэлектрикам (кварц,
различные стекла, нитрид титана, сапфир), которые также могут формировав ь
промежуточные карбидные слои.
В большинстве случаев адгезионная прочность углеродного покрытия
зависит от его тол шины. Тонкие углеродные пленки всегда имеют хорошую
адгезию к подложке, однако с ростом толщины происходит разрушение
покрытия вследствие высоких внутренних напряжений в пленке, которые
могут превышать 100 Па. Критическая толщина, при которой происходит
разрушение покрытия, зависит от пластичности подложки. Так,
разрушение пленки а-С:11, растущей на германии, происходит при толщине
порядка 2 мкм, в то время как при осаждении пленки а-С:Н на
алюминиевые подложки при одинаковых технологических условиях получаются
пленки толщиной до 60 мкм.
Внутренние напряжения во многом определяют стабильность
системы пленка — подложка и, следовательно, срок службы этой системы.
От действия остаточных напряжений пленка может треснуть или
отслоиться — гголностью или частично.
Атмазоподобные покрытия благодаря высокой твердости и
химической стойкости имеют преимущества перед другими покрытиями и
применяются в машиностроении (для упрочнения пар трения, режушего
инструмента), в оптике, медицине и других областях. АПП обладают низким
коэффициентом трения и способны заметно улучшить
эксплуатационные свойства инструмента, предназначенного для механической
обработки алюминия. Эти покрытия могут также успешно использоваться для
упрочнения поверхности алюминиевых деталей.
Строение и свойства слоев, получаемых ионным азотированием.
Ионным азотированием обрабатываются углеродистые, легированные,
инструментальные, коррозионно-стойкие и жаропрочные стали, чугуны,
титановые сплавы и металлокерамические материалы |2,4, 9, 10].
Получающиеся при азотировании стали слои, состоящие из поверхностной нитрид-
ной зоны и диффузионного подслоя, так называемой зоны внутреннего
азотирования, обеспечивают более высокие физико-механические
характеристики изделий по сравнению с неазотированными.
Диаграмма Fe —С—N ниже 570° С содержит несколько определенных
видов соединений и, в частности, нитридов Fe4N(7') и Ге2-зМ(£). Нитрид
Fe4N должен образовываться при условии, когда углеродный потенциал
атмосферы практически равен нулю. Чтобы получить нитрид Fe2-.iN
требуется повысить азотный и углеродный потенциал газовой смеси. Кроме
12.2. Свойства типовых покрытий и поверхностных слоев 463
того, углерод, содержащийся в стали, участвует в образовании нитрида
независимо от формы, в которой он находится в стали. Таким образом,
углеродный потенциал газа связан с содержанием углерода в стали: если
он мал. слой состоит из смеси у'- и f-нитридоп: если он слишком велик,
образуется пленка цементита Fe^C. Выбор состава азотированного слоя
зависит от того, каким воздействиям будет подвергаться деталь в процессе
эксплуатации.
Если надо увеличить предел выносливости, целесообразно обеспечить
условия для получения диффузионного слоя с большой толщиной без
содержания нитридов, обычно ухудшающих усталостную прочность стали.
Если требуется увеличить износостойкость, необходимо обеспечить
образование слоя нитрида. Требуемая толщина и структура в значительной
степени определяются условиями эксплуатации детали. Если нужно
увеличить одновременно предел выносливости и износостойкости,
необходимо создать условия для образования диффузионного и нитридного слоев.
Ионное азотирование позволяет получать в сталях: диффузионный
азотированный слой в феррите — при малых концентрациях азота; слой F^N
(Fe3N) + диффузионный слой — при более высоких концентрациях азота.
Процесс ионной цементации впервые был предложен в СССР в I960 г.
[35]. При использовании метода ионной цементации достигается более
высокое качество деталей, в несколько раз сокращается время цементации,
уменьшается расход электроэнергии и цементующего газа, улучшаются
экологические условия проведения процесса.
Одним из преимуществ ионной цементации явилось получение слоя,
как правило, без карбидной сетки. По глубине слоя, его структуре и
твердости после полной термообработки получ а ют достаточно стабильные
результаты. При использовании двухступенчатого варианта процесса:
цементации и последующей выдержки при той же температуре (без подачи
газа) — зона повышенной твердости глубже, чем при одноступенчатом
процессе. В готовых изделиях микроструктура слоя состоит из
мелкоигольчатого мартенсита с весьма небольшим количеством остаточного аусте-
нита (не более 10%) и равномерно распределенных зернистых карбидов
s небольшом количестве. Не образующаяся карбидная сетка упрошает
дальнейшую обработку изделий — позволяет исключить из технологии
нормализацию после цементации и обработку холодом после закалки.
Испытания на малоиикловую усталость деталей после простой
ионной цементации показали ее повышение, по сравнению с обычной газовой
цементацией, на 10-20% для шестерен с модулем 5 мм. Еще более
высокие результаты подучены после ионной цементации по двухступенчатому
режиму.
Свойства слоев, полученных ионным легированием. Хотя основная
масса работ по ионной имплантации выполнена применительно к
полупроводникам, уже в начале 1960-х гг. появились первые сообщения о воз-
464 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
можности применения ионного легирования металлов для повышения
коррозионной стойкости, износостойкости, усталостной прочности,
микротвердости и даже пластичности металлов и сплавов, а также для
снижения трения. Результаты влияния ионной имплантации на указанные
служебные свойства металлов и сплавов достаточно полно освешены в
обзорах и работах [2.5,6, 12-14,21-23|, поэтому ниже приведены характерные
основные выводы об эффективности ионной имплантации и некоторых
дополнительных технологических приемах, расширяющих возможности
ионной имплантации.
Влияние ионного легирования на триботехнические свойства
машиностроительных материалов. В отличие от имплантации ионов в
полупроводники для изменения физико-механических и химических свойств
поверхностного слоя металлов необходимы дозы на 1-3 порядка
большие, так как свойства металлов и сплавов менее чувствительны к
внедрению небольшого количества примесей по сравнению с
полупроводниками. В большинстве практически важных случаев ионного легирования
металлов и сплавов с целью получения требуемых триботехнических
характеристик необходимо достижение в поверхностном слое концентрации
легирующей примеси в единицы и десятки процентов. Соответствующие
дозы легирования должны составлять 10'6-1019 ионов на 1 см2
облучаемой поверхности. В качестве легирующих примесей используют ионы
инертных газов, металлов и металлоидов (Аг, Не, С, N, О, Ti, В. РЬ и т.д.).
На сегодняшний день подавляющее большинство работ по изучению
влияния ионной имплантации на фрикционные характеристики материалов
выполнены на сталях. Ряд работ посвящен исследованию действия
имплантации на титан и его сплавы, отличающиеся склонностью к
схватыванию и низкой износостойкостью при контактном взаимодействии.
В качестве легирующих примесей чаше всего используются легкие ионы
(азот, углерод) и ионы инертных газов.
Так, при легировании нержавеющей стали углеродом, бором,
азотом, титаном или комбинацией титана с одним из названных
металлоидов износостойкость образцов повышается, как показали исследования,
в 100 раз [22]. При этом оказывается существенным, что эффект
увеличения износостойкости распространяется на глубину, во много раз большую
достигаемой имплантированными ионами. Это явление связано с
известным из радиационного материаловедения фактом радианионно-стимули-
рованной диффузии, которая заключается в значительном (до нескольких
порядков величины) увеличении коэффициентов диффузии
составляющих материал компонентов при введении в него радиационных
дефектов. При ионном легировании, когда энергия ионов может составлять
200 кэВ, а дозы — 10'8 ион/см2, достигается весьма значительная
концентрация радиационных дефектов. Кроме того, при трении материалов,
подвергаемых испытанию на износ, на участках фактического контакта
_ 12.2. Свойства типовых покрытий и поверхностных слоев 465
вчаимодействуюших пар реализуются достаточно высокие температуры
что приводит к увеличению подвижности различных составляющих
материала и их комплексов с радиационными дефектами. Ралиационно-
стимулированная диффузия и локальное повышение температуры в
зоне контакта приводят, таким образом, к распространению вглубь образца
первоначально введенных ионов, максимальная концентрация которых
в ходе облучения достигается на глубине всего 500-1000 А (в зависимости
от природы и энергии ионов).
Отмечаемое улучшение антифрикционных свойств материалов в
результате ионной имплантации объясняется несколькими механизмами.
В некоторых случаях ионная имплантация делает возможным
формирование на поверхности пленок мягких окислов, уменьшающих силу трения
и предохраняющих контактирующие тела от изнашивания. Образование
мелкодисперсных высокопрочных включений типа карбидов, нитридов,
боридов при ионном внедрении позволяет сформировать гетерогенную
структуру (по типу твердого сплава) поверхностного слоя с высокими
антифрикционными свойствами. Включения обеспечивают высокую
несущую способность пятен фактического контакта, а вязкая матрица
окружающего материала — демпфирующие свойства.
Повышение коррозионной стойкости. Весьма перспективным
представляется ионное легирование также для повышения коррозионной
стойкости материалов. Во-первых, достичь высоких значений коррозионной
стойкости удается благодаря созданию в поверхностном слое соединений
с новыми физико-химическими характеристиками. Видимо, такой случай
реализуется при легировании титана палладием (коррозионная стойкость
обработанного материала возрастает при этом более чем в 1000 раз). Во-
вторых, путем перевода поверхностных слоев металлов и сплавов в
аморфное состояние.
Аморфизания поверхности различных металлов (Al, Co, N!i, Fe и др.)
легко достигается при имплантации в них ионов металлоидов (В+, Р~, AsT).
Образование аморфной фазы также зафиксировано при бомбардировке
ионами W+. Та*, Auf, Dy+ некоторых металлов и коррозионностойкой
стали. В этом случае либо происходит локализованная закалка
микроскопических объемов, перекрытие которых приводит к амортизации
поверхности, либо амортизации способствует присутствие таких примесей, как
углерод.
Повышение сопротивления усталости. Ионное внедрение, изменяя
структуру поверхностного слоя, в первую очередь влияет на процесс
зарождения поверхностных трещин посредством создания благоприятных
остаточных напряжений, радиационных дефектов, образования в
поверхностном слое мелкодисперсных включений новых соединений (фаз).
Положительное влияние имплантации на прочность при малоцикловой уста-
466 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
лости связывается, прежде всею, с появлением радиационных дефектов,
улучшающих гомогенность деформации (измельчение полос скольжения),
и снижением энердии дефектов упаковки при образовании поверхностных
фаз. В условиях многоиикловой усталости большое значение
приобретают остаточные напряжения, возникающие при легировании поверхности.
При этом величина и знак остаточных поверхностных напряжений
оказывают значительное влияние на циклическую прочность. При создании
поверхностных сжимающих напряжений предел выносливости и
долговечность имплантированных образцов при многоиикловом нагружении,
как правило, повышаются; при создании растягивающих остаточных
напряжений — снижаются. При имплантации ионов с большой массой
возникают значительные остаточные механические напряжения,
которые аналогичны дробеструйной обработке, приводящей к поверхностному
пластическому деформированию материала и возникновению сжимающих
напряжений. Повышение циклической прочности стали в результате
имплантации ионов связано с увеличением напряжения зарождения трещин.
Влияние ионной имплантации на микротвердость поверхностных
слоев. Вследствие генерации более или менее сложных дефектов
радиационные повреждения оказывают совершенно конкретное воздействие
на различные свойства материалов, в том числе на микротвердость.
Микротвердость поверхностных слоев повышается при имплантации
инертного газа за счет образования радиационных дефектов при невысокой
температуре (~ 100° С). Микротвердость стали зависит от дозы насыщения.
Глубина слоя с измененными свойствами превышает пробег ионов
на 3-4 порядка. Такой эффект обусловлен радианионно стимулированной
диффузией вбитых атомов в процессе облучения.
Увеличение микротвердости при больших дозах облучения азотом
обусловлено образованием нитридов металлов. Такое же воздействие
оказывает имплантация в стать ионов В+ и С+, занимающих межузельное
положение в решетке [11].
Таким образом, на величину микротвердости поверхностного слоя
влияют природа мишени, наличие в ней примесей, тип ионов, режим
облучения (температура, доза, плотность ионного тока). Из анализа
опубликованных данных можно сделать вывод о том. что упрочнение имплан-
тационного слоя происходит как за счет формировании мелкодисперсных
фаз, так и вследствие искажения решетки в результате образования
радиационных дефектов и возникновения внутренних напряжений.
Влияние ионной имплантации на антифрикционные свойства и
износостойкость деталей пар трения. Как известно, трение является
результатом взаимодействия шероховатых поверхностей контактирующих
тел. Коэффициент трения можно уменьшить путем имплантации
высокоэнергетических ионов In+, Sn '", Мо+, РЬ+ и Мо^ + S+ в поверхность
12.3. Топокомпозиты: несущая способность и твердость 467
при К = НПО кэВ. Значительный эффект также достигну! при внедрении
ионов Sn *" и Vlo' »• S' . Это свидетельствует о том, что основную роль
в данном случае играет химическая природа имплантируемою иона.
При внедрении ионов Лг*" и N"~ наблюдается эффект понижения
коэффициента трения /, что противоречит теории трения. Это объясняется
образованием радиационных нарушений, создающих активные центры
и способствующих окислению поверхности и образованию пленки.
Для повышения износостойкости сталей и сплавов применяют
имплантацию легких (В', С*, N*") и тяжелых (Ti+. Аг+, Мо+, W+, Cd + )
ионов. Метод ионного легирования позволяет повысить износостойкость
и 1,5-20 раз и более |36]. В частности, имплантация Ti' в нержавеющую
стать повышает износостойкость на порядок.
Внедрение легких ионов в сталь способствует увеличению
износостойкости за счет образования соединений с атомами примесей (карбидов,
боридов, нитридов и др.). Для сопротивления изнашивания в большинстве
случаев используется имплантация ионов N ь. Решающее влияние на
износ оказывает концентрация атомов азота. Повышение
износостойкости сталей, содержащих элементы, имеющие сродство с азотом (Сг, Ti, Fe
и др.), происходит за счет образования мелкодисперсных нитридов
металла, т.е. дисперсионного упрочнения. Увеличение износостойкости стали
также достигается следующими методами: модификацией
образующегося при изнашивании оксида металла; распылением поверхностного слоя
тяжелыми ионами и сглаживанием поверхности; ионным
перемешиванием — имплантацией атомами отдачи. Повышение износостойкости
объясняется увеличением напряжения, возникающими радиационными
дефектами, структурными изменениями, переходом к новой метастабильной
фазе (аморфной).
12.3. Топокомпозиты:
несущая способность и твердость
Современные технологии нанесения покрытий и модифицирования
поверхностных слоев совместно с традиционными способами
образуют полный набор обработок, позволяющих изготавливать поверхностные
композиции не только на основе металлов, но и керамик и полимеров,
наносить практически любые твердые материалы: от фторопласта до
алмаза, изменять структуру и состав поверхностного слоя черных, цветных
металлов и сплавов [I, 12, 371. Если толщина твердого и прочного
покрытия достаточно велика (h > Z), местные напряжения локатизуются
в объеме покрытия, механизм упрочняющею действия такой поверхности
тривиален и является исключительно прерогативой материала покрытия.
В этом случае, роль высокопрочных покрытий сводится к повышению
допустимых контактных давлений за счет увеличения несушей способности
468 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Топкое покрытие
h Z
Рис. 1. Отличительные признаки топокомпозита
и снижению адгезионного и деформационного взаимодействий на пятнах
фактического контакта. Если толщина покрытия сравнима и меньше Z,
внешние воздействия воспринимаются и локализуются не только в
материале покрытия, но и в материале основы, особенно в условиях действия
значительных нормальных и касательных усилий.
Таким образом, при получении покрытия и модифицированного
поверхностного слоя по сути дела создается некоторая поверхностная
конструкция, включающая материал поверхностного слоя и материал
подложки и обеспечивающая поверхностному слою и детали в целом техническую
эффективность и экономическую целесообразность, какую не дают
элементы конструкции в отдельности. Такой материал стал объектом нового
научного и инженерного направления, получившего в западной литературе
название surface engineering (1980) [l, 12,37). В Институте машиноведения
им. А. А. Благонравова РАН по аналогии со строением объемных
композитов было предложено называть тела с тонкими покрытиями (тонким
модифицированным поверхностным слоем) — топокомпозитами (рис. 1).
Применительно к узлам трения говорят о топокомпозитах триботехниче-
ского назначения. Научное направление, изучающее получение топоком-
позитов и включающее в себя технологию создания и расчет оптимальной
конструкции (структуры) поверхностного слоя, получило название
конструирование топокомпозитов. В Японии аналогичное научное и
инженерное направление определяется как Tribo-Design of Coating / Substrate
System (TDCSS).
В 1983 г. в Англии был создан Wolfson Institute for Surface Engineering
(WISE), с 1985 г. начинает выпускаться журнал "Surface Engineering", а в
1992 г. образован Национальный центр в г. Риели (National Surface
Engineering center — NASEC). В России с 1996 г. некоторую
объединяющую и координирующую функцию среди организаций,
занимающихся вопросами получения, материаловедческих исследований, разработкой
12.3. Топокомпозиты: несущая способность и твердость 469
конструкции, использования топокомпозитов и технологий их получения,
осуществляют Российский координационный центр поверхностной
инженерии (Технологический университет МИСиС) и Лазерная ассоциация.
На сегодня конструирование топокомпозитов (surface engineering)
определено как метод конструирования из покрытия и подложки
нового композиционного материала со свойствами, недостижимыми отдельно
ни материалом основы, ни материалом поверхностного слоя. При этом
эффективная и работоспособная конструкция создается в результате
применения традиционных и новых технологий нанесения покрытий и
модифицирования поверхностных слоев f1,37].
Условия нагружения, форма контактируемых тел, размеры и физико-
механические характеристики приповерхностного объема, который
включает помимо материала покрытия материал основы, являются
решающими как в отнесении такого материала к классу топокомпозитов, так
и в обеспечении работоспособности и триботехнических характеристик
топокомпозита.
Размеры (протяженность) стандартных типовых узлов трения,
наиболее широко используемых в технике, и параметры силового воздействия
на них предопределяют наиболее типичный диапазон толщин покрытий
топокомпозитов от долей микрометров до нескольких сотен. Такие тол-
шины наиболее характерны для вакуумных ионно-плазменных (ВИП),
газофазных, лазерных, электроискровых методов получения
поверхностных слоев 11-6, 12-14].
В настоящее время имеется множество примеров успешного
промышленного использования технологий нанесения ВИП покрытий и
модифицирования поверхностных слоев для повышения работоспособности
узлов трения [1-6, 12]. Несмотря на это, роль и влияние таких важных
параметров, как толщина слоя, контактные усилия (нормальные и
тангенциальные), соотношение физико-механических свойств слоя и подложки,
на работоспособность и триботехнические свойства различных
материалов и при различных условиях контактного взаимодействия, изучены
недостаточно.
Как показан анализ качества и видов повреждений тонких вакуумных
ионно-плазменных (ВИП) покрытий, потеря работоспособности (не
обеспечение заданных конструктором ресурса работы и служебных
параметров) топокомпозита связана с реализацией различных механизмов
разрушения (рис.2). В условиях действия контактных нормальных и
тангенциальных усилий этими механизмами являются: катастрофический износ,
вследствие неправильного выбора материалов, толщины поверхностного
слоя или ошибок в технологическом процессе получения топокомпозита;
зарождение пластической деформации в основе или покрытии;
отслаивание покрытий на границе раздела в связи с достижением предельных
значений сдвиговых напряжений; возникновение поверхностных и глу-
470 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Рис.2. Некоторые типичные виды повреждений топокомпозитов, возникающие при
изготовлении (а-в) и эксплуатации (г-ж): а) «рыхлые» покрытия; б) поверхностные
трещины; в) отслаивание покрытий; г) износ покрытия; д) пластическая деформация
основы/покрытия; е) поверхностные и глубинные трещины; ж) трещины в
«дефектном» покрытии
бинных (у границы раздела — в теле основы и/или покрытия) трещин,
вследствие действия растягивающих напряжений.
Та или иная интенсивность изнашивания, возникновение
микротрещин, отслаивание и пластическое деформирование в слоистом теле
связано с уровнем, видом и локализацией напряжений в контактной зоне.
Источниками напряжений и деформаций в контактной зоне топоком-
позита являются действие эксплуатационных нормальных и касательных
(сил трения) усилий; тепловые потоки, создаваемые движущимися
пятнами фактического контакта; остаточные напряжения, образующиеся в
покрытии в результате процесса получения покрытия и представляющие
собой ростовые и термические напряжения; изгибные напряжения при
деформации тонкого, «жесткого» покрытия в результате упругого
внедрения в него контртела с неконформной поверхностью. На характер
распределения и их величину существенное влияние оказывает поверхностная
шероховатость, толщина слоя, соотношение упругих, механических и теп-
лофизических характеристик материалов топокомпозита [1,5, 12].
В настоящее время нет убедительных экспериментальных
доказательств существования режимов предпочтительности отмеченных
механизмов разрушения. Однако, рассмотрение механизмов возникновения
пластической деформации, микротрещин на поверхности/границе
раздела и отслаивания слоя, как управляемых местом нахождения и значением
12.3. Топокомпозиты: несущая способность и твердость 471
максимальных растягивающих, сжимаюших и сднигопых напряжений,
соответственно, может быть использовано для понимания повреждаемости
слоистых систем, как результат действия этих напряжений в зависимости
от толщины сдоя, размеров контакта и действующих нагрузок. До
настоящего времени выбор толщины покрытия осуществляют эмпирически,
путем проб и ошибок, на основе интуиции и по аналогии с уже
реализованными техническими решениями.
При проектировании узла трения из топокомпозита конструктор
должен знать, какие отказы возможны при эксплуатации и чем они
обусловлены. Более того, очень важно иметь критерии, определяющие
реализацию тех или иных видов повреждений и отказов и методики расчета для
создания рациональной конструкции топокомпозита на стадии
проектирования узла трения.
Так как механизмы зарождения трещин, отслаивания слоя и
возникновения пластической деформации являются критичными для
работоспособности и триботехнических свойств топокомпозитов, важно уметь
оценивать вероятность их проявления уже на стадии конструирования
поверхностей трения, уметь связывать эксплуатационные режимы с толщиной
и физико-механическими характеристиками слоистой системы.
Основным внешним воздействием в узлах трения является передаваемая через
контактную зону силовая нагрузка. Очень важно уметь рассчитывать
напряжения в любой точке контактной зоны от действия внешней нагрузки.
В настоящее время возможны три варианта определения
напряженного состояния в контактной зоне: экспериментальный, расчетно-экспери-
ментальный и расчетный (теоретический). Расчетно-экспериментальное
и тем более чисто экспериментальное изучение деформаций и
напряжений в контактной зоне затруднительно [40|. Определение параметров
контакта и напряжений в контактной зоне в основном связано с
решением контактных задач.
Хотя теория контактного взаимодействия в настоящее время достигла
значительного совершенства, однако, вследствие математических
трудностей, возникает некоторый разрыв между теорией и практическим
применением этих решений для конкретных задач, в частности для слоистых тел,
взаимодействие с которыми рассматривается как неклассическая задача.
Трудности определения контактных напряжений в рамках теории
упругости обусловлены тем, что перемещения произвольной точки
контакта зависят от распределения давлений по всей области контакта.
Следовательно, отыскание давления в какой-либо точке области контакта
твердых тел заданного профиля требует решения интегрального уравнения.
Замкнутое решение контактной задачи удается получить в случае
контакта тел простой формы, для неклассических контактных задач возможно
лишь приближенное решение интегрального уравнения. Это достигается
применением численных или асимптотических методов.
472 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Анализ известных в литературе решений контактных задач для
слоистых систем показывает, что точные решения получают с применением
численных методов, требующих применения ЭВМ. программного
обеспечения и, в ряде случаев, значительных затрат машинного времени.
Известные же асимптотические зависимости применимы в отдельности для
толстых и тонких слоев. Точность конечных результатов сильно зависит
от параметра Л/6. Полученные рядом авторов выражения имеют
довольно громоздкий вид и не вполне пригодны для инженерных расчетов.
Конструктору при проектировании нового узла трения желательно иметь
достаточно простые закономерности, описывающие контактные
взаимодействия тел с покрытиями, для осознанного выбора материалов пары
трения, толщины покрытия, технологии его получения и возможности
прогнозирования ресурса и функциональных (в данном случае — трибо-
технических свойств, несущей способности, надежности) свойств. Хотя
известные асимптотические методы решения контактных задач имеют
ряд недостатков, трудно переоценить их роль для инженерного
проектирования деталей узлов трения. Обзор литературы показывает, что эти
решения нашли эффективное применение. Однако их использование
может быть шире, если учитывать специфику конструкции слоистых систем,
поскольку физическая сторона дела для решения не менее важна, чем
математическая [41]. В случае, когда строгие математические решения
отсутствуют, именно неформальное использование приближенных методов
обеспечивает успех. Ясное осознание асимптотической природы
упрощений позволяет определить область их применимости, а в случае
необходимости — уточнять приближенные решения. Особенно велика роль
асимптотических методов в построении приближенных аналитических
решений в символьной форме, которые позволяют анализировать влияние
различных факторов на контактные параметры и
напряженно-деформированное состояние слоистых твердых тел. Даже если при проектировании
можно использовать численные методы расчета конструкций,
предварительное асимптотическое упрощение системы позволяет отбросить
несущественные слагаемые, выбрать правильный метод решения, сэкономить
машинное время.
В настоящий момент опубликовано значительное количество
работ по определению параметров контакта, контактных напряжений,
напряженного состояния топокомпозитов, определена работоспособность
по ряду критериев. Общими недостатками большинства работ
являются применение простого закона распределения давления в контактной
зоне (эллиптического, параболического), не учет действия
тангенциальных усилий, получение частных решений (например, для одной величины
отношения модулей упругости), ограничение учетом одного, двух
источников напряженного состояния.
12.3. Топокомпозиты: несущая способность и твердость 473
В работах (38, 39] па основе нового подхода к слоистому телу
получены инженерные аналитические формулы для определения критических
параметров контакта и эффективных характеристик тогюкомпозита —
эффективной жесткости, эффективного предела текучести, несущей
способности и твердости для случая упруго-пластического контакта жесткой
сферы с двухслойным топокомпозитом.
Кратко, суть нового подхода заключается в рассмотрении
двухслойного полупространства в виде однородного гомогенного полупространства
с изменяющимися по глубине физико-механическими свойствами. В
такое условное полупространство внедряется жесткая сфера. Для описания
такой модели привлекаются решения Герца, теория малых возмущений,
математический аппарат аппроксимации по методу Паде и физически
значимые ограничения. В результате получены аналитические выражения,
позволяющие рассчитывать для двухслойного тела параметры контакта,
давление в зоне контакта, эффективный показатель жесткости,
эффективный предел текучести, несущую способность и эффективную твердость
слоистой системы в терминах толщины покрытия и некоторых
физических и механических характеристик.
Для прогноза работоспособности и триботехнических свойств
материалов, используемых в узлах трения, значительный интерес
представляет величина твердости. Известно, что твердость материалов определяют
по методу вдавливания индентора в поверхность исследуемого материала.
Для металлических поверхностей невысокой и средней твердости
широкое применение получили твердость по Бринеллю (НВ), а для твердых
и сверхтвердых компактных материалов, а также покрытий, в том
числе тонких, — твердость по Викксрсу (HV). Микротвердость покрытий
и топокомпозитов определяют по размеру отпечатка, оставленного
алмазным индентором после едо вдавливания с заданной нагрузкой. При
необходимости получения информации об истинной твердости материала
покрытий стандартный метод позволяет производить измерения при
приложении к индентору малых нагрузок (5 г, 2 г и менее).
В последние годы для опенки истинной твердости тонких покрытий
стали использовать наноиндентометры с индепторами сферической
формы и в форме пирамид Виккерса или Берковича. Однако измерения при
малых нагрузках приводят к большим ошибкам в опенке микротвердости
из-за низкой точности в измерении диагоналей отпечатков. ГОСТ
рекомендует производить измерения микротвердости при возможно больших
величинах нагрузок (100 г. 150 г). Такие нагрузки для топокомпозитов
дают значения твердости не материала покрытия, а композита, состоящего
из материала покрытия и материала основы. Возникают понятные
трудности в определении при таких измерениях значения истинной твердости
материала покрытия.
474 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
Полученные в работе [39] аналитические зависимости для
определения несушей способности Рс = <p{h/a^) позволяют получить
аналитические зависимости эффективной твердости (микротвердости) Нс = ip(h/a^)
от толщины покрытия и по ним оценить истинную твердость покрытия,
даже очень тонкого.
Проведенные теоретические исследования несушей способности и
твердости двухслойного топокомпозита наглядно показывают
необходимость для обеспечения требуемой работоспособности упрочненных
поверхностей триботехнического назначения научно обоснованно подходить
к выбору материалов основы и покрытия, а также толщины последнего.
Для основы из мягких пластичных материалов требуются более толстые
и твердые поверхностные слои или создание прочных переходных слоев
(например ионно-диффузионными методами).
Список литературы
1. Bell Т. Towards Designer Surfaces // Industrial Lubrication and Tribology. 1992.
Vol.44. №1. P. 3-11.
2. Методы и средства упрочнения поверхностей деталей машин / Под ред.
А. П. Гусенкова. М.: Наука, 1992. 404 с.
3. Семенов А. П., Воронин Н.А. О перспективе применения в машиностроении
вакуумных ионно-плазменных и газотермических покрытий // Вестник
машиностроения. 1982. № 1. С. 42-44.
4. Машиностроение. Энциклопедия. Р. 4. Конструирование машин. Т. 4-1.
Детали машин. Конструкционная прочность. Трение, износ, смазка. М.:
Машиностроение, 1995. С. 148-259.
5. Воронин Н.А. Вакуумная ионно-плазменная технология упрочнения
поверхностей. Научно-технический продресс в машиностроении. Вып. 9.
Современные методы упрочнения деталей машин / Под ред. К. В. Фролова. М.:
МЦНТИ-ИМАШ. 1989. 286 с.
6. Конструкционные материалы. Справочник// Под ред. Б. Н.Арзамасова. М.:
Машиностроение, 1990. 668 с.
7. Свойства, получение и применение тугоплавких соединений. Справ, изд //
Под ред. Т. Я. Косолаповой. М.: Металлургия, 1986. 928 с.
8. Holleck H. Material selection for hard coatings // J. Vac. Sci. And Technol.. A.
1986. Vol.4. №6. P. 2661-2669.
9. Арзамасов Б. Н. Химико-термическая обработка металлов в
активизированных газовых средах. М.: Машиностроение, 1979. 224 с.
10. Лахтин Ю. М., Коган Я. Д. Структура и прочность азотированных сплавов.
М.: Металлургия, 1982. 176 с.
11. Технологические методы повышения долговечности машин криоденной
техники / Б. Т. Грязной, А. Н.Зинкин и др. Новосибирск: Наука, 1999. 272 с.
12. Holmberg К., Matthews A. Coatings tribology — properties, techniques and
applications in surface engineering. Elsevier Tribolgy Series, 28, 1994, 442 p.
Список литературы
475
13. Хокинг Л/., Bacanmacpu В., Сидки П. Металлические и керамические
покрытия. Получение, свойства и применение / Пол ред. Р. А. Андриевского. М.:
Мир, 2000.518 с.
14. Манохин А. И., Поживанов А. М., Блинов К. А. и др. Новое в технологии
получения материалов/ Под ред. Осипьяна Ю. А.. Хауффа А. М.: Машиностроение,
Ханау, 1990. 448 с.
15. ВурзельФ. Б. Некоторые специальные применения низкотемпературной
плазмы // Плазмохимические реакции и процессы. М.: Наука. 1977. С. 5-25.
16. MattoxD.M. Fundamental of ion plating //J. Vac. Sci. and Technol. 1973. Vol. 10.
N. 1. P. 47-52.
17. Любимое Г. А., Раховский В. И. Катодное пятно вакуумной дуги. УФН. 1978.
Т. 125. Вып. 4. С. 665-706.
18. Толок В. Т., Падалка В. Г. Разработка и внедрение новых методов вакуумной
ионно-плазмеиной технологии высоких энергий // Вестник АН УССР. 1979.
№ 4. С. 40-50.
19. Барабанов Б. Н., Блинов И. Г., Дородное А. М. и др. Аппаратура плазменной
технологии высоких энергий — «холодные» системы для генерации плазм
проводящих твердых вешеств // Физика и химия обработки материалов. 1978.
№1. С. 44-51.
20. Аксенов И. И., Андреев А. А., Брень В. Г. и др. Покрытия, полученные
конденсацией плазменных потоков в вакууме (способ конденсации с ионной
бомбардировкой) // Укр. физ. ж. 1979. Т. 24. С. 515-525.
21. Модифицирование и легирование поверхности лазерными, ионными и
электронными пучками / Под ред. Дж. М. Поута, Г. Фоти, Д. К. Джекобсона; Пер.
с англ. Н. К. Мышкина и др. под ред. А. А. Углова. М.: Машиностроение,
1987. 424 с.
22. Белый В. А., Ших С. К. Ионно-лучевое легирование и фрикционные свойства
металлов и сплавов // Трение и износ. 1978. Т. 8. № 2. С. 330-342.
23. Bell Г., Dong H. and Sun Y. Realising the potential of duplex surface engineering //
Tribology International. 1998. Vol.31. № 1-3. P. 127-137.
24. Spalvins T. Deposition of MoS2 films by physical sputtering and their lubrication
properties in vacuum // ASLE Trans. 1969. Vol. 1-2. № 1. P. 34-43.
25. Семенов А. П., Григоров А. И. Нанесение смазочной пленки дисульфида
молибдена методом катодного распыления. М.: ГОСИНТИ, 1973. № 744-73. С. 1-3.
26. Buck V. Morphological properties of sputtered MoS2 films // Wear. 1983. Vol.91.
P. 281-288.
27. Bergmann £., MeletG., MullerC, Simon-Vermot A. Friction properties of sputtered
dichalcogenide layers // Tribology intern. 1981. Vol. 28. P. 329-332.
28. Spalvins T. Morphological and frictional behaviour of sputtered MoS2 films // Thin
Solid Films. 1962. Vol.96. P. 17-24.
29. Ноженков М. В. Свойства дисульфид-молибденовых покрытий, наносимых
ионным распылением // Машиноведение. 1982. №6. С. 92-96.
30. Molarius J. M., Korhonen A. S. Ti-N phases formed by reactive ion plating // J. Vac.
Sci. and Technol., A. 1985. Vol. 3. №6. P. 2419-2425.
476 Глава 12. Вакуумные ионно-плазменные покрытия
31. Hibbs М. К., Sundgren J.-E.. Johansson В. О., Jocobson В. Е. The microstructure of
reactive sputtered Ti-N films containing the Ti2N phase // Acta metallurgica. 1985.
Vol.33. №5. P. 797-803.
32. Li/shits Y. Diamond-like carbon — present status // Diamond and Related
Materials. 1999. Vol.8. P. 1659-1676.
33. Spitsyn B. V. Growth of diamond films from the vapour phase // Handbook of Cryst.
Growth. 1994. Vol. ЗА. Ch. 10/ D.T. H. Hurle, lid.. Elsevier. P. 401-456.
34. Слепцов В. В. Методы нанесения и свойства углеродных алмазоподобных
пленок// Инженерный журнал. 2000. № 7. Приложение № 7. Электронные,
ионные и плазменные технологии. С. 3-10.
35. Рябченко Е. В., Салихов В. В., Богомолов В. Г. Упрочнение поверхностей деталей
методом ионной цементации. Вестник машиностроения. 1999. № 10. С. 8-12.
36. Гусева М. И. Технологические аспекты ионной имплантации в металлах //
Проблемы машиностроения и надежности машин. 1999. №3. С. 73-81.
37. Воронин Н. А. Топокомпозиты — новый класс конструкционных
материалов триботехнического назначения. Ч. I // Трение и износ. 1999. Т. 20. №3.
С. 313-320; Ч. 2 // Трение и износ. 1999. Т. 20. № 5. С. 533-344.
38. Воронин Н. А. Расчет параметров упругого контакта и эффективных
характеристик топокомпозита для случая взаимодействия последнего со сферическим
индентором // Трение и износ. 2002. Т. 23. № 6. С. 583-596.
39. Воронин //. А. Расчет несушей способности и твердости топокомпозита
триботехнического назначения // Вестник машиностроения. 2002. № 10. С. 21-28.
40. Шилько С. В. Экспериментальные и расчетно-эксперимептальные методы
определения контактных напряжений // Трение и износ. 1996. Т. 17. Ч. 1.
№3. С. 259-270; ч.2. №3. С. 402-411.
41. Образцов И.Ф., Нерубайло Б. В., Андрианов И. В. Асимптотические методы
в строительной механике тонкостенных конструкций. М.: Машиностроение,
1991. 461 с.