Коэффициенты трения. - Крагельский И.В., Виноградова И.Э.

Author: Крагельский И.В. Виноградова И.Э.

Tags: физика

Year: 1962

Similar

Молекулярная физика граничного трения

Механо-химические процессы при граничном трении

Основы трибологии (трение, износ, смазка)

Внешнее трение твердых тел

Text

И. В. КРАГЕЛЬСКИЙ,
И. Э. ВИНОГРАДОВА
КОЭФФИЦИЕНТЫ
ТРЕНИЯ
СПРАВОЧНОЕ ПОСОБИЕ
Издание второе,
переработанное и дополненное
МАШГИЗ
I ОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
МАШИНОСТРОИТЕЛЬНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 1962
В книге содержатся экспериментальные данные по коэф-
фициентам сухого и граничного трелил твердых тел.
Дается теоретический анализ явлений, происходящих
при внешнем трении.
Книга предназначается как справочное пособие для
инжепорно-техничсских работников, связанных с кон-
струированием и эксплуатацией машин.
Рецензент инж. И. В. Васильев
Редактор инж. Л. И. Егоркина
Редакция, литеоатуры по тракторному и сельскохозяйственному
машиностроению
Зав. редакцией инж. Е. И. НЕЛЮБОВА
ПРЕДИСЛОВИЕ ИО ВТОРОМУ ИЗДАНИЮ
При изложении материала авторы, как и ранее, придерживаются
концепции, что коэффициент трения является характеристикой
процесса и зависит от материалов трущихся пар, конфигурации
поверхностей и условий работы (свойств окружающей и промежуточ-
ной среды, температуры, скорости, нагрузки и пр.). В связи с этим
коэффициент трения нельзя рассматривать как некоторую неизмен-
ную величину. Справочные таблицы по коэффициентам трения,
составленные для определенной пары материалов,^ теряют смысл,
если в пих не указаны условия, в которых эти коэффициенты трения
были получены. Одна и та же пара, материалов может, в зависимости
от действующих факторов, иметь резко отличные значения коэф-
фициентов трения. Исходя из этого в данном справочном пособии
в каждом случае подробно указываются условия опыта, при котором
были найдены значения коэффициентов трения.
К сожалению, пока наука о трении не располагает расчетными
формулами (за малым исключением), позволяющими вычислять
коэффициенты трения данной пары в зависимости от заданных усло-
вий. Однако за последние годы проведен ряд исследований по изу-
чению природы трения, поэтому уже сейчас на основе теоретиче-
ского анализа можно предвидеть и учесть характер изменения коэф-
фициента трения в зависимости от внешних факторов. В связи
с этим книга состоит из двух частей: теоретической, в которой в
весьма сжатом виде излагаются элементы теории внешнего трения,
и справочной, в которой приведены данные по коэффициентам трения.
В тех разделах, где это оказалось возможным, авторами сделаны
обобщающие выводы на основании экспериментальных материалов,
а ” также привлечены аналитические зависимости, приведенные
в главе I, для объяснения физических процессов в конкретных
условиях трения.
По сравнению с первым изданием книга значительно перерабо-
тана и дополнена, особенно в части экспериментальных данных;
1*
3
переработана также глава I, в которой кратко излагаются основы
теории трения; большой переработке подверглась глава III; несколь-
ко дополнена глава IV; значительно дополнена глава V. Это сделано
в соответствии с пожеланиями, высказанными при обсуждении пер-
вого издания книги. Вместо главы VI первого издания «Коэффициенты
трения неметаллических антифрикционных материалов», в главе
VI настоящего издания содержатся данные по коэффициентам трения
материалов в различных средах. Необходимость в такого рода сведе-
ниях назрела в настоящее время вследствие развития химической
промышленности, а также в связи с проблемами, связанными с освое-
нием космоса, вакуумной обработкой металлов и др.
Часть справочного материала йолучепа на основании экспери-
ментов авторов книги, в основном же использованы различные лите-
ратурные источники, ссылки на которые приводятся в тексте.
Глава I (за исключением раздела «Трение граничных слоев»)
и III паписаны И. В. Крагельскмм, главы II; IV, V, VI и раздел
«Трение граничных слоев» в главе I —' И. Э. Виноградовой.
Авторы будут благодарны за. замечания по существу книги,
которые просят направлять по адресу: Москва Б-66, 1-й Басманный
пер., д. 3, Машгиз.
ГЛАВА I
ОСНОВЫ ТЕОРИИ ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ
ОСНОВНЫЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРЕНИЯ
Внешним трением называется сопротивление, возникающее
между двумя соприкасающимися под действием сжимающей нагрузки
телами при относительном их перемещении в плоскости касания.
Сила сопротивления, направленная в сторону, противоположную
сдвигающему усилию, называется силой трения. Как всякая
сила, опа связана с изменением конфигурации тел, но не с макроско-
пическим, а с микроскопическим изменением, локализованным
в поверхностных слоях.
По величине перемещения в зависимости от его. сдвигающего
усилия различают: силу трепия движения, неполную силу трения
покоя и полную силу трения покоя, которую обычно называют
просто силой трения покоя.
Сила трения движения соответствует очень большим необра-
тимым относительным перемещениям, величина которых не зависит
от приложенной силы. Последняя в условиях равномерного движе-
ния уравновешивается силой трепия движения.
Неполная сила трения покоя соответствует очень малым, частично
обратимым перемещениям, величина которых пропорциональна при-
ложенной силе. Перемещение, соответствующее неполной силе тре-
ния, называется п р е д в а р и тельным с м-е щ е н и е м.
Обычно визуально обнаружить предварительное смещение не удается,
так как опо измеряется микронами. В случае предварительного сме-
щения приложенная сила уравновешивается неполной силой трения,
и тело находится в покое. Неполная сила трения зависит от сдвигаю-
щего усилия и изменяется с увеличением последнего от нуля до
некоторого максимального значения. Максимальное значение этой
силы называется силой трепия покоя.
Полная сила трения покоя соответствует предельной величине
предварительного смещения, при котором предварительное смеще-
ние переходит в относительное.
По кинематическим признакам различают три вида трения.
Трение скольжения — одпа и та же поминальная поверхность
одного тела поступательно перемещается по поверхности другого
тела
5
Трение верчения — точки, расположенные в плоскости касания
двух тел, описывают концентрические окружности вокруг центра,
лежащего па оси верчения. Трение верчения является разновид-
ностью трения скольжения.
Трение качения — тело перемещается по другому телу под дей-
ствием момента сил, вектор которого совпадает с плоскостью касания,
причем в соприкосновение входят последовательно расположенные
друг за другом элементы поминальной поверхности. Нередко один
вид трения сопровождается другим, например, качение с проскаль-
зыванием.
Поверхностный слой твердого тела должен обладать особыми
свойствами для того, чтобы было возможно проявление внешнего
трения. Необходимым условием внешнего трепня является наличие
положительного градиента механических свойств каждого из тру-
щихся тел по глубине, т. е. тонкий поверхностный слой, участвую-
щий в трепии, должен обладать меньшей прочностью, чем материал
основы.
Положительный градиент может быть обеспечен путем приме-
нения более мягких покрытий (твердые или жидкие), или размяг-
чения поверхностного слоя под действием тепла трепня.
В зависимости от характера поверхностного слоя различают:
а) сухое трение, когда поверхность покрыта твердыми пленками,
менее прочными, чем основной материал;
б) граничное трение, когда поверхность покрыта жидкими плен-
ками;
в) жидкостное трение, когда жидкие пленки имеют толщину
0,1 мк и более (так как в пленках такой и большей толщины про-
являются объемные свойства жидкости).
Если поверхность твердого тела освобождена от пленок (что
может быть осуществлено в вакууме или при жестких режимах
трения), то внешнее трение переходит во внутреннее, поверхности
схватываются — свариваются и относительное перемещение сопро-
вождается значительным повреждением поверхностей. Это явление
иногда называют «чистым трением», хотя по существу рассматривать
его как внешнее трение нельзя.
Существуют смешанные виды трения: полусухое трение, когда
в одних точках контакта существует сухое трение, в других —
граничное, и полужидкостное трепие, когда в одних точках имеет
место граничное трепие, в других — жидкостное.
Коэффициентом трения покоя называется отношение максималь-
ной тангенциальной силы, затрачиваемой на преодоление связей,
обусловленных касанием двух тел при выведении их из состояния
покоя, к нагрузке, сжимающей тела касания.
Коэффициентом трения скольжения называется отношение тан-
генциальной силы, затрачиваемой на преодоление сопротивления
относительному перемещению двух тел при их скольжении, к нагруз-
ке, сжимающей тела касания.
6
Коэффициентом сопротивления перекатыванию К называется
отношение силы, затрачиваемой на перекатывание и приложенной
к ведомой оси вращения, к нагрузке, сжимающей тела касания.
Коэффициентом трения качения к называется коэффициент
пропорциональности в уравнении Кулона
= , (1)
где F — сила трения качения (сила сопротивления перекатыванию
круглого цилиндра по плоскости);
г — радиус цилиндра;
Р — сила, сжимающая тела касания.
Коэффициент трепия качения к имеет линейную размерность.
По имеющимся в настоящее время представлениям этот коэффициент
характеризует полухорду дуги сжатия.
Коэффициентом сцепления ведущего колеса ф называется отно-
шение силы, возникающей в плоскости касания колеса с опорной
поверхностью без скольжения, к силе, сжимающей тела касания.
О ПРИРОДЕ ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ
Для правильного понимания явления внешнего трения следует
учитывать геометрические, физические и механические свойства
поверхности твердого тела.
Влияние свойств поверхности па трение
На каждом твердом теле, как бы гладко оно не было, имеются
выступы и впаднны, которые расположены па некотором волнистом
рельефе.
Если взять плоскость, то по ряду причин сечение ее перпендику-
лярной плоскостью представится волнистой линией, для которой
прямая будет являться как бы средней липией. На этих волнах
расположены выступы и впадины. Наличие профилографов, дающих
увеличение до 120 000 раз, позволяет довольно точно оценить шеро-
ховатость и волнистость поверхности.
На фиг. 1 изображена типичная профилограмма стальной шлифо-
ванной поверхности, снятая в двух взаимно перпендикулярных
направлениях. Увеличение по оси ординат и по оси абсцисс различно.
На фиг. 2 изображена волнограмма поверхности.
Высота неровности для металлической поверхности изменяется
от 0,1 мк для полированной поверхности (плитка Иогапсона) до 120—
150 .нк для грубо строгапой поверхности. Радиус кривизны отдель-
ных выступов также различен: 100—150 мк для полированной по-
верхности и 10—20 мк для грубо обработанных поверхностей.
Волна характеризуется следующими размерами: шаг волны
1000—10 000 мк, высота 20—40 мк.
7
Металлическая поверхность состоит из отдельных кристаллитов,
механические свойства которых, в частности твердость, различны.
Так, зерно пластинчатого перлита в сталях при средней твердости
Фиг. 1. Профилограммы стальной шлифованной поверхности в да^х взаимно
перпендикулярных направлениях. Масштабы по осям ординат и абсцисс
различны.
Фиг. 2. Волпограмма поверхности:
а — масштабы по осям ординат и абсцисс
различные; б — профиль одной волны,
когда масштабы по осям одинаковые.
НВ 190—230 состоит из феррита, имеющего твердость НВ 50—90
и пластинчатого цементита твердостью НВ 820.
Неоднородность твердости различных элементов поверхности,
обусловливающая взаимное внедрение контактирующих неровно-
стей двух тел, является одной из
причин трения. Другая причина
трепия — взаимное притяжение
контактирующих тел.
Поверхность твердых тел вслед-
ствие неуравновешенного состоя-
ния атомов или молекул, распо-
ложенных на поверхности, покры-
та различными пленками — это
адсорбированные газы, влага,
окислы. Характер окисла зависит
от температуры, влажности и дру-
гих факторов. Например, на
железе возникают пленки FeO, FeaOs, FeaOi-
Кроме того, па поверхности твердого тела могут быть умышленно
нанесены различные пленки, покрытия, смазки.
Основные факторы, влияющие на трение
Раньше считали коэффициент трения величиной неизменной
для всех тел-, равной 0,25—0,3; еще совсем недавно (20—30 лет
назад) полагали, что коэффициент трения есть величина неизменная
для данной трущейся пары.
3
В настоящее время точно установлено, что коэффициент трения
в равной степени зависит от трех факторов:
1) материала трущихся тел и характера смазки, плепки, имею-
щейся па поверхности;
2) конструкции фрикционного сочленения: размера поверхности,
геометрического очертания, в основном от отношения площадей тре-
ния контактирующих деталей—коэффициента взаимного перекрытия;
3) режима работы: температуры, скорости, нагрузки, в основном
температурного поля, возникающего в тонком поверхностном слое.
Коэффициент трения для одной и той же пары трущихся материа-
лов изменяется в широком диапазоне; так, для стали, трущейся
по стали, — от 0,05 до 0,8. Природа материалов влияет меньше на
коэффициент трения, чем внешние условия. На практике к трущимся
сочленениям предъявляются самые различные требования, напри-
мер, в тормозных устройствах необходим большой -и устойчивый
коэффициент трения, в подшипниках — предельно малый. Стабиль-
ность коэффициента трения нужна в ряде исполнительных органов
машин-автоматов. В некоторых случаях необходимо изменение
коэффициента трения от скорости.
Большой экспериментальный материал показывает, что коэф-
фициент трения подчиняется некоторым общим закономерностям,
причем для сухого, граничного и жидкостного трения они различны-
Важнейшими из этих закономерностей являются следующие (табл. 1).
При сухом трении в случае упруго-пластического контакта
с увеличением нагрузки коэффициент трения падает. С увеличением
скорости коэффициент трения переходит через максимальное значе-
ние. С увеличением размера поверхности для малых поверхностей
коэффициент трения возрастает. С увеличением шероховатости
поверхности коэффициент трения уменьшается.
При граничном трении в зоне малых нагрузок с увеличением
нагрузки коэффициент трения падает, а затем остается неизменным;
при дальнейшем увеличении нагрузки коэффициент трепля может
возрастать вследствие перехода граничного трепия в сухое в отдель-
ных точках контакта. При повышении скорости скольжения в зоне
малых скоростей существуют зависимости двух типов: А — рост
коэффициента трения с увеличением скорости скольжения или Б —
падение его. В зоне больших скоростей всегда наблюдается незна-
чительное повышение коэффициента трения. С увеличением шеро-
ховатости при трении скольжения коэффициент трепия переходит
через минимальное значение.
При жидкостном трении с увеличением нагрузки коэффи-
циент трения возрастает, с увеличением скорости скольжения коэф-
фициент трения тоже возрастает.
Некоторые теории трения
Изучение явления трения твердых тел связано с именем Лео-
нардо да Винчи (1508 г.), который сформулировал понятие коэффи-
циента трения и установил, что для всех тел сила трепия равна
Таблица 1
Влияние различных факторов па коэффициент трения
(упру го-п л а стическпй конта кт)
Параметр вид трешга Примечание
Сухое 1 1 Граничное
Нагрузка / / \ 1 \ 1 —1--" 1 Для случая соп- рикосновения шероховатой по- верхности с глад- 1 кои х = —-г-, V +1 где v — параметр кривой опорной поверхности; для двух шероховатых поверхностей _ 1 V1 + V2 + 1 ’ где Vi и —па- раметры соответ- ствующих кривых опорных поверх- ностей. Значения аир см. на стр. 24
и f _ «2 , R тРа н 1 + Р1
Скорость 7 / См. стр. 33 и 53
/- V (а bv) е—-т- d V
Размер по- верхности (при соприкосно- вении шерохо- ватой с гладкой) J •8 ц / 6н См. стр. 48—51
Шероховатость (при трении покоя) f / См стр. 24
^сх Н&<
Шероховатость (при трении скольжения) Шероховатость ме- няется в процессе работы, принимая величину, харак- терную для данного режима / Не См. фиг. 12
10
четверти их веса, и Лмонтона (1699 г.), который определил, что коэф-
фициент трения для разных тел равен 0,3.
Представления о .природе трения твердых тел изменялись по
мере уточнения знаний о строении самых твердых тел.
Вначале (1703 г.), когда предполагалось, что твердые тела абсо-
лютно жесткие, была выдвинута механическая (геометрическая)
теория трепия Паран; по этой теории причиной трения является
подъем одного тела по неровностям другого; тангенс угла наклона
этих неровностей равен коэффициенту трения.
Согласно этой теории
Т — Р sin а;
Q = Pcos а;
-^- = tga, (2)
где Т — проекция нормальной нагрузки на наклоппу^о плоскость;
Р — нормальная нагрузка;
Q — проекция нормальной нагрузки на нормаль к наклонной
плоскости.
Величина тангенса угла а выражает коэффициент трения.
Несколько позже французским ученым Дезагюлье (1738 г.)
была выдвинута молекулярная теория трения, согласно которой
трение обусловлено преодолением сил молекулярного притяжения,
возникающего между двумя твердыми телами. Далее эта ^теория
была развита русским ученым В. В. Дерягиным (1935 г.).
Кулон в 1781 г. установил биномиальный (двучленный) закон
трения. Согласно Кулону
F = А 4- BN' (3)
/=4=4+^ w
где А — сопротивление, обусловленное сцепленностью;
В — коэффициент;
7V — нормальная нагрузка.
Биномиальную зависимость далее предложил ряд исследова-
телей: Гюмбель (1921 г.), Сакс (1924 г.), Морроу (1930 г.), Деря-
гин (1934 г.) [8], Боуден (1939 г.) [1], Крагельский (1939 г.), Эрпст
и Мерчент (1940 г.) [15]. Рсбиндер с учениками (1956 г.) 12], Епифанов
(1958 г.) [10]. Широкое распространение, особенно за рубежом, полу-
чила теория трения Боудена, согласно которой причиной трения
является образование мостиков сварки между трущимися телами [1 ].
Одни исследователи предполагают, что трепие есть результат
механического зацепления, другие — что оно обусловлено преодо-
лением молекулярного сцепления между поверхностями.
Молекулярно-механическая теория трепия объединила эти две
точки зрения [12 ].
Согласно этой теории вследствие шероховатости, волнистости
и неоднородности твердости при соприкосновении двух твердых тел
контактирующие области взаимно внедряются (фиг. 3), так как
в отдельных зонах (в связи с малыми площадями касания) возникают
очень большие давления, превышающие для металлов предел теку-
чести, тогда как для высоко эластичных тел, например резины,
деформация происходит в пределах упругости.
Если поверхности совершенно гладкие, то вследствие наличия
молекулярного сцепления и способности материала деформироваться
при тангенциальном смещении будет образовываться впереди волна
деформированного мате-
риала (фиг. 4). При вне-
дрении эта волна увеличи-
вается. Силы адгезии, воз-
никающие между тверды-»
ми телами, приводят к об-
Фиг. 3. Взаимное внедрение поверхностей Фиг. 4. Волна деформирован-
ие Л. В. Елину). ного материала.
разованию прочных связей между пленками, которыми покрыты
твердые тела. При сдвиге эти прочно схватившиеся в местах
действительного контакта пленки разрушаются, что предохра-
няет от разрушения ниже лежащий материковый материал.
Обязательным условием внешнего трения является локализация
деформации материала в топком поверхностном слое в так называе-
мой деформативной золе, составляющей десятые доли микрона или
микроны. Для осуществления этой локализации необходимо соблю-
дение правила положительного градиента, согласно которому проч-
ность возникающих молекулярных связей должна быть меньше
прочности ниже лежащих слоев, т. е.
d х
dz
>0.
(5)
где х — сопротивление на срез;
z — расстояние от поверхности по нормали к ней.
Если это правило не соблюдается, то внешнее трепие переходит
во внутреннее.
При внешнем трении в зависимости от глубины внедрения, ра-
диуса закругления единичной внедрившейся неровности и силы
12
молекулярного сцепления, возникают различные процессы деформи-
рования материалов.
Согласно этой теории, в зависимости от величины сил адгезии
и глубины внедрения, следует различать пять видов нарушения
фрикционных связей (фиг. 5):
1. Упругое оттеснение материала (фиг. 5, в). Переход от упру-
гого оттеснения к пластическому наступит тогда, когда напряжение
на контакте превысит значение с Н (где с — коэффициент
упрочнения, <тт — предел текучести, Н — твердость). Теория и
эксперимент показывают, что для цветных металлов 10 ,
ft
тогда как для сталей 10 (где а — глубина внедрения, R —
радиус внедрившейся неровности).
а) 6) ' 6) г; д)
Фиг. 5. Пять видов нарушения фрикционных связей.
2. Пластическое оттеснение материала (фиг. 5, б). Оно будет
происходить до тех пор, пока вследствие увеличивающейся глубины
внедрения материал, обтекающий индентор, не попадет в угол за-
стоя, не затормозится относительно индентора. Пластическое оттес-
нение обусловлено тем, что при скольжении индентора перед ним
бежит волпа пластически деформированного материала. Высота
этой волны тем больше, чем больше молекулярное трепие. Отдель-
ные частицы материала вначале перемещаются вверх, а потом опу-
скаются вниз после прохождения индентора. Эксперимент показы-
а
вает, что отношение & зависит от сил молекулярного притяжения.
Для большинства несмазанных металлов 4 = 0,1 4- 0,2, для смазан-
ч Л
пых металлов 4- = 0,5 4- 0,6.
Л
3: Выцарапывание, нагребание материала (фиг. 5, а). Оно будет
наблюдаться тогда, когда деформируемый материал будет блокиро-
ван относительно индентора. При таком внедрении неминуемо зна-
чительное повреждение поверхности, образование царапины или
задира. Выцарапывание будет в том случае, если £ > 0,1 ~ 0,2
ft
13
для сухих поверхностей или А > 0.5 ч- 0,6 для смазанных поверх-
ностей.
4. Поверхностное разрушение слабого молекулярного мостика
(фиг. 5, г). Если силы когезии значительно больше сил адгезии,
т. е. прочность образовавшейся молекулярной связи намного меньше
прочности самого материала. В этом случае нарушение фрикционной
связи будет происходить без повреждения основного материала.
Однако практически это возможно лишь при наличии на поверхно-
стях твердых тел пленок, нанесенных извне или образовавшихся
в процессе трения.
5. Глубинное разрушение прочного молекулярного мостика
(фиг. 5, д).
В табл. 2 приведены основные показатели, характеризующие
пять видов фрикционных связей.
Таблица 2
Характеристика фрикционных связей
Характеристика Виды связей
1 1 2 1 3 1 4 1 5
Взаимодействие Механическое Молекулярное
Характер дефор- мирования мате- риала при нару- шении фрикцион- ной связи Упругое (оттеспепие) Пластическое (передефор- мировапие) Хрупкое (резание, скол) Упругое Хрупкое (глубин- ное вы- рывание)
Число циклов, приводящих к разрушению материала П = со 1 < п <со п — 1 П —<х> п — 1
Условие осущест- вления фрикцион- ной связи ° h - § al § § V $ ? е |й; е |В5 < 0,1 (сухие поверхности) А <0,2-г-0,5 Л (смазанные поверхности) __ ¥<° dz -±1>о dz
Следует иметь в виду, что каждый из контактирующих эле-
ментов покрыт сверху пленкой, которая обычно хотя бы частично
разрушается при контактном взаимодействии. Так как время коп-
I 1
такта весьма невелико t — - (где v — скорость скольжения,
14
1 — диаметр пятна касания, примерно 1—10 мк), а время отдыха
превышает его па несколько порядков, то за время отдыха пленка
на пятне касания восстанавливается.
Сказаппое выше о механизме внешнего трения позволяет понять
и явление предварительного смещения. Если две поверхности вза-
имно сжаты, то, следовательно, они взаимно внедрились и сцепились
при тангенциальном смещении. Поверхностный слой увлекается
до тех пор, пока сопротивление деформаций поверхностного слоя
не уравновесит силы молекулярного притяжения. Естественно,
что величина предварительного смещения зависит как от смазки,
так и от нагрузки.
Под воздействием больших деформаций, протекающих в топком
поверхностном слое и сопровождающихся интенсивным выделе-
нием тепла, значительно изменяются поверхностные слои трущихся
тел.
ПЛОЩАДЬ КАСАНИЯ
Учет реальной площади касания необходим при расчете сил тре-
ния, вычислении реальных давлений и сближений (взаимного внедре-
ния), связанных с переходом от одного вида трения к другому,
'для правильного моделирования испытаний па трение, а также при
расчете изнашивания трущихся деталей.
Касание двух твердых поверхностей вследствие их шерохова-
тости и волнистости всегда происходит в отдельных пятнах.
Имеющиеся на поверхности тел микроскопические выступы
и углубления мешают тесному соприкосновению тел. Даже для весьма
тщательно отполированной оптической поверхности высота выступов
бывает не менее 100 А. Поэтому две наложенные друг на друга
поверхности соприкасаются лишь своими выступами, причем суммар-
ная площадь касания этих выступов составляет ничтожную долю
общей площади поверхности, ограниченной контуром контактирую-
щих тел. С увеличением давления площадь касания возрастает.
При наличии волнистости микроскопические выступы сосредото-
чены на выпуклостях поверхности, характеризующих" волнистость.
Площадь каждого выступа зависит от микрогеометрии и струк-
туры материала поверхности. Диаметр пятна касания изменяется
от долей микрона до 30—50 мк (при высоте неровности до 80 .мк).
При увеличении нагрузки вначале растет диаметр каждого пятна,
а затем площадь касания увеличивается в основном за счет числа
контактирующих пятен. В связи с этим различают:
а) номинальную (геометрическую) площадь соприкосновения Sn,
ограниченную внешними размерами соприкасающихся тел;
б) контурную площадь соприкосновения SK, представляющую
собой площадь, которая образована объемным смятием тела и па ко-
торой расположены фактические площади касания; контурная
площадь зависит от сжимающей нагрузки;
в) фактическую (физическую) площадь соприкосновения 8$,
представляющую собой сумму фактических малых площадок контакта
15
тел. Фактическая площадь является также функцией сжимающей
нагрузки и меняется в широких пределах от 1/100000 до 1/10 номи-
нальной площади касапия в зависимости от ее размеров, механи-
ческих свойств и шероховатости коптактируемых поверхностей.
Дисперсность реального контакта характеризуется плотностью
контакта, представляющей собой число пятен соприкосновения,
приходящихся на единицу контурной площади или на единицу
номинальной площади.
На фиг. 6 схематически изображена шероховатая поверхность
со сферической волнистостью.
По наиболее упрощенным представлениям контакт имеет пла-
стическую природу, и все точки соприкосновения испытывают оди-
Фиг. 6. Шероховатая поверхность
со сферической волнистостью:
маковое напряжение, равное по
величине твердости материала.
Такое представление приводит
к утверждению, что деформирова-
ние па площадках контакта имеет
необратимый характер.
Изучение условий контактиро-
вания различных материалов по-
казывает неправильность этих
представлений.
Установлено, что по мере уве-
личения нагрузки растут общее
а х ь — поминальная площадь. число пятен контакта и размер
каждого из пих. Однако размер
отдельного пятна увеличивается лишь в области небольших нагрузок.
С дальнейшим повышением нагрузки площадь касания возрастает
в основном вследствие увеличения числа пятен при сохранении почти
неизменным их размера (фиг. 7). При этом напряжение на пятнах
различное. В случае достаточно больших пагрузок это напряжение
достигает предельпого зпачепия, определяющегося тремя факторами:
пределом текучести материала, формой выступа и наклепом матери-
ала. Напряжение па контакте равпо с ат, где с равно примерно 2—8,
чаще всего 3, а ат — предел текучести предельно наклепанного
материала.
Для гладких поверхностей, по данным опыта, напряжения па
пятнах контакта составляют, половину твердости материала, а для
шероховатых поверхностей — около двух-трех твердостей. Указан-
ное соотношение можно объяснить тем, что образование площади
касания для шероховатой поверхности связано со значительной
деформацией выступов. В случае гладких поверхностей большая
площадь касания образуется при сравнительно незначительном
деформировании выступов.
Контактирование твердых тел имеет упруго-пластический харак-
тер. При снятии нагрузки большая доля (30—70%) контактных
пятен исчезает вследствие упругого выпрямления полупространства,
на котором расположены выступы. Отдельные выступы вследствие
шероховатости и волнистости поверхности нагружены различно:
те из них, которые расположены дальше от противоположной поверх-
ности, нагружены меньше и, наоборот, те, которые расположены
ближе к поверхности коптртела, нагружены больше.
На фиг. 8 изображена фактическая площадь касания резины
со стеклом. Фотография получена методом нарушения полного
внутреннего отражения. Темные места соответствуют площади
касания. Таким образом, контактирующие точки нагружены раз-
лично, а следовательно, при относительном перемещении поверхностей
только часть контактирующих точек будет разрушена, другие же
точки будут деформироваться упруго.
Промежуточные по отношению к воспринимаемой пагрузке точ-
ки будут разрушаться при многократном воздействии.
Фиг. 7. Рост числа пятсп касания
п, площади одного пятна Д S и факти-
ческой площади контакта 8$ е увели-
чением нагрузки N для точеных по-
верхностей из хлористого серебра.
Контурная площадь 90 лг.н2.
Фиг. 8. Фактическая площадь
касания резины со стеклом ври j де-
льном давлении ’10 кГ'сы*.
На фиг. 9 изображены типичные кривые опорных поверхностей
для различных видов обработки, построенные в относительных ко-
ординатах. Указанные кривые построены для эталонных поверх-
ностей. По оси ординат отложена величина — =1 — е (где е —
«шах
= — относительное сближение; z—сближение; ЛтаХ — макси-
мальная высота неровностей), по оси абсцисс — относительная
площадь касания t]. Следует учесть, что практически представляет
интерес только верхняя часть кривой опорной поверхности, которая
с достаточной степенью точности Н. Б. Демкипым выражена пара-
болической зависимостью
= (6)
2 Заказ 90.
В табл. 3 приведены коэффициенты для исследованных поверх-
ностей разных видов обработки, полученные II. Б. Демкиным.
На фиг. 9 точками изображены экспериментальные данные.
Сплошные линии соответствуют расчетному уравнению, штрихо-
вые — области, где пред-
Фиг. 9. Типичный вид кривых опорных по-
верхностей, построенных с учетом продольной
шероховатости для различных видов обра-
ботки:
лагаемое уравнение недей-
ствительно. Как видпо,
расхождение невелико.
Располагая этим урав-
нением, легко получить
фактическую площадь ка-
сания как функцию сбли-
жения. Однако более суще-
ственно получить факти-
ческую площадь касания
как функцию пагрузки.
В случае контактиро-
вания абсолютно гладких
поверхностей сферического
I — точение; И — шлифование, Ш — полирование
(по Н. Б. Демкину).
и цилиндрического очерта-
ния коптурпая площадь
касания совпадает с фак-
тической площадью и определяется формулами Герца.
Для случая соприкосновения сферы с плоскостью
= С//8№/я;
(7)
Zil
W* 'f8
Я, /
(8)
где N — нагрузка;
т — радиус сферы;
и. — коэффициент Пуас-
сона;
Е — модуль упругости.
Для случая соприкосно-
вения цилиндра с плоскостью
(9)
Таблица 3
(Ю)
Параметры кривой опорной поверхности
в зависимости от вида обработки
Вид обрабогип V 6
Точение, строгание, фрезерование .... 2 2—3
Шлифование 3 4-6
Полированно .... 3 5-10
или двух цилиндров соответственно
Л®
SK = с№г1^
/А *
C2 = 2,2(J-/l-+
\
+±^
+ я,
где L — длина цилиндра;
гх — радиус цилиндра.
При касании двух сфер
меняется значение коэффициентов Ci и Сг.
18
Теория контактных напряжений позволяет определить площадь
касания тел, имеющих любую кривизну. В этом случае длина полу-
оси эллипсов касания выражается следующими формулами:
(14)
где
н* + й; + ва + л;
8 _________
3 (1-$ + Ь’х (1-и2)
где и Rv R% и ,й2 — радиусы кривизны соответственно первой,
и второй поверхностей.
Коэффициенты а и р
сатсльные, проведенные
Площадь фактического кон-
такта в условиях контакти-
рования шероховатых поверхно-
стей можно определить из
условий, взаимодействия стерж-
певой модели шероховатой по-
верхности.
Определим площадь факти-
ческого контакта для шерохо-
ватой поверхности, соприкасаю-
щейся с абсолютно гладкой
поверхностью [15], [6].
Шероховатую поверхность
зависят от углов, которые составляют ка
к поверхностям в точке контакта [18]
5л
можно моделировать в виде на- л ,п
бора цилиндрических стержней Фиг< 10' Кривая опор1,Ш1 ^«ости.
различной высоты. Расположим
эти стержни по высоте в порядке ее убывания. Геометрические места
точек вершин стержней представляют собой так называемую кривую
опорной поверхности. Пусть S# — <р (ж). Сблизим до расстояния а
абсолютно гладкую плоскость с шероховатой поверхностью (фиг. 10).
Тогда число стержней, имеющих высоту, заключенную в пределах
х и х + dx, будет <р' (x)dx-
Пусть удельная нагрузка- q на стержень есть функция абсолют-
ного сжатия а — х, т. е. q = к {а — ж), где приближенно коэф-
Y 7 Е
фициент жесткости к — 'а — Ра^иУс 1[ятпа касания).
Тогда общая нагрузка
а
N = I <р' (х) к (а — х) dx,
о-
(13)
2*
19
Фактическая площадь касания может быть выражена, как
а
S,fi = { <р' (х) dx.
о
Согласно формуле (б)
Лхаах
(14)
(15)
Подставив в формулы (13) и (14) значение ф (ж), проинтегрировав
и исключив сближение, получим для фактической площади касания
как функции, следующее выражение: •
=
1 1 _V
bv (Ц-v) S*N \ v+
femaxv* J
(16) •
t, e. фактическая площадь касания возрастает с увеличением контур-
ной площади S«, параметра опорной кривой Ь, нагрузки N и убы-
вает с увеличением максимальной высоты неровностей Лтах и коэф-
фициента жесткости к. В частном случае, для линейного распреде-
ления неровностей по высоте, когда кривая опорной поверхности
представляется в виде прямой, наклоненной под углом у к оси орди-
нат, формула (16) перепишется в виде
_ \1/2
(17)
В случае контакта двух шероховатых поверхностей, в формуле
(16) коэффициенты v и Ъ (табл. 3) изменятся следующим образом:
v = vx + v2; (18)
I, — ^1^2 ^max 1 'I'^max 2 )V1 + Va . .
,«axt+C2ax2 ' V 7
где gl — коэффициент зависящий от значений и у2; при =
=v2 = 2 gj — 0,16, при vi — v8 = 3 gt — 0,05.
При пластическом контакте фактическая площадь касания может
быть выражена в виде
<2°)
гдо от — предел текучести материала в наклепанном состоянии;
С — коэффициент, изменяющийся от 2 до 8.
20
Зависимость фактической площади контакта от удельной нагрузки
показана на фиг. 11.
В случае смешанного упруго-пластического контакта шерохо-
ватой поверхности с гладкой при достаточно больших нагрузках
фактическая площадь может
быть приближенно выраже-
на следующей формулой:
V
8# = ANv+l A-BN, (21)
где А — коэффициент, зави-
сящий' от геометрии поверх-
ности и свойств материала;
В — коэффициент, зави-
сящий от сопротивления
материала пластической де-
формации;
v — параметр, характе-
ризующий кривую опорной
поверхности.
Фиг. 11. Зависимость фактической площади
контакта от давления q при касании раз-
личных металлов (точение, 4-й класс точ-
ности) со стеклянной призмой:
Л — свинец; 2 — кадмий; з — магний; I — алю-
миний; & — медь; 6 — сталь.
О РАСЧЕТЕ КОЭФФИЦИЕНТА ТРЕНИЯ
Так как фрикционный контакт неоднороден, то возможно упругое
оттеспепие материала, пластическое и разрушение «блокирован-
ных» фрикционных связей (микрорезание), кроме того, происходит
срез образовавшихся за счет адгезионного взаимодействия «мостиков
холодной сварки» пленок.
В общем случае сила трения
= (22)
где Tv — сопротивление, обусловленное объемным деформированием
материала;
Та — сопротивление разрушению пленок.
Сопротивление, возникающее при трех видах нарушения фрик-
ционных связей (упругое и пластическое оттеснение и микрореза-
ние), подсчитывают по одной и той же формуле
. (23)
Работа деформирования материала при перемещении его на
диаметр пятпа касания I вычисляется по формуле
Av = V ax, (24)
где V — деформируемый объем;
от — среднее напряжение в тангенциальном направлении при
упругом оттеснении или пластическом оттеснении или
срезе.
21
Очевидно, что V = Spa*, где а* — средняя высота деформиро-
ванного объема.
Нормальную нагрузку N = S$, где сту —- напряжение при
оттеснении материала в нормальном направлении.
Сопротивление, связанное с разрушением пленок,
Тпл — (^5)
где т»л — тангенциальное напряжение, при котором происходит
срез пленки;
— площадь среза пленки.
Нагрузка Лг может быть выражена как произведение oN-S&
откуда коэффициепт трепия при одном виде деформирования и раз-
рушения пленки
f $фа* । тпл $пл а* | тпл $пл /9й\
/=-7^T+~lv— ~~Т^ + —7Г~- <26>
Первый член характеризует потери, связанные с деформирова-
нием материала в тонком поверхностном слое, второй — с преодо-
лением сопротивления за счет разрушения молекулярных мостиков
связи между пленками двух тел.
Очевидно, что в зависимости от вида нарушения фрикционной
связи и формы ипдептора отношение между напряжениями ах и
будет различным. Опо резко падает по мере увеличения отно-
сительного впедрепия. Следует учитывать, что на величину от влияет
величина молекулярного сцепления. Чем больше величина моле-
кулярного сцепления, тем больше напряжение ог, т. е. «мягче»
нагружение (по Я. В. Фридману) и соответственно меньше
В связи с этим внедрение материала облегчится и возрастет глу-
бина деформативной зоны, поэтому с ростом молекулярного сцепле-
ния возрастает коэффициент трения.
Отношение а*/1 зависит от формы внедряющегося выступа.
Если выступ имеет форму пирамиды или конуса, то это отношение
постоянно, если выступ в виде сферы, то отношение а*/1 увеличи-
вается по мере увеличения нагрузки.
Для уменьшения трения следует всячески уменьшать глубину
деформативной зоны а* и напряжение от. Для этого применяют
различные мягкие покрытия.
Для увеличения трения необходимо увеличивать глубину дефор-
мативпой зоны а*, применяя, например, песок, что способствует
взаимному внедрению.
Подсчет коэффициента трепия, как отношения напряжения
берега к твердости Н, является частным случаем, справедливым
при «блокировке» фрикционных связей.
Например, слоистые материалы (графит) дают малый коэффи-
циент трения, так как <зх oN. Легко показать, что вторым членом 22
22
формулы (26) можно пренебречь, так как, если велика площадь
пленки SM, то мало ее удельное сопротивление, и паоборот.
На величины ат и входящие в формулу (26), значительно
влияет температура. От пее зависят пе только механические свой-
ства материалов, но и характер возникающих на поверхности пле-
нок, от которых зависит сгт.
До последнего времени наибольшее внимание было сосредоточено
на выявлении зависимости коэффициента трения от нагрузки.
В настоящее время принимают, что удельная сила трения, т. е.
сила трения, отнесенная к фактической площади касания, следую-
щим образом зависит от фактического удельного давления q#t
т = а -|- р (27)
где аир— константы для данной пары трения.
Эксперимент подтверждает эту зависимость.
Иначе эта зависимость может быть выражена следующим образом:
+ (28)
Второй член этого выражения ..является постоянным, тогда как
первый зависит от отношения S$!N. Это отношение обусловлено
геометрической формой контактируемых тел, волнистостью, шеро-
ховатостью и их механическими свойствами.
Обследование ряда материалов показало, что в некоторых част-
ных случаях, например, для небольших нагрузок и мягких мате-
риалов коэффициентом р можно пренебречь, так как оп составляет
сотые доли. Для твердых и прочных материалов коэффициент р
в 10—20 раз больше, поэтому для больших нагрузок можно прене-
бречь первым членом формулы (28).
Пока нет достаточных данных по коэффициентам а и р, позволя-
ющим вычислять коэффициент трения.
Учитывая зависимости (26) и (28), можно при неизменном темпе-
ратурном режиме выявить влияние на коэффициент трения различ-
ных факторов (нагрузки, размера поверхности, шероховатости).
Фактическая площадь контакта, входящая в формулу (28),
может быть выражена следующим образом.
Для пластического контакта
(29)
где <тт — предел текучести.
В этом случае величина коэффициента трения является констан-
той, т. е. соблюдается закон Амонтопа:
T~fN,
(30)
23
где
+ (3D
В случае упругого контакта площадь S$ выражается сложнее.
Например, для абсолютно гладком сферы \ соприкасающейся
с плоскостью, пользуясь формулами (7) и (28), получим
/= (32)
Для гладкого цилиндра, соприкасающегося с плоскостью, со-
ответственно пользуясь формулами (9) и (28), получим
+Р' <33>
Для случая соприкосновения шероховатой поверхности с глад-
кой получим следующую формулу:
/ /хе \v+l
'“«(£4 (тг) +₽• («)
Для случая соприкосновения двух шероховатых поверхностей
следует воспользоваться формулами (18) и (19).
Коэффициент трепия возрастает, когда увеличивается гладкость
поверхности, и уменьшается при возрастании жесткости выступов
и нагрузки. При достаточно больших нагрузках первым Членом
в формуле (28) можно пренебречь — коэффициент трения становится
константой.
На практике часто встречается смешанное полусухое трение,
когда в одпих точках контакта существует сухое трепие (константы
трения а8 и рг), а в других — граничное трепие (константы трения
и pj. Переход от граничного трения к сухому обусловлен тем,
что при повышении давления па контактирующих пятнах слой
смазки утоняется. Такие тонкие слои смазки имеют значительно
большее сопротивление сдвигу.
Для иллюстрации приведены зависимости, установленные
С. А. Суховым (фиг. 12), где по оси абсцисс отложена толщина слоя
смазки в ангстремах, а по оси ординат — коэффициент трения.
Воспользовавшись стержневой -моделью при линейном распре-
делении неровностей, получим часть площади, находящейся в ре-
жиме повышенного сопротивления сдвигу S# — У Л1, где у — тан-
генс гладкости; Д/ — сближение, соответствующее давлению, при-
водящему к предельному утопению слоя смазки (фиг. 13).
1 В этом случае SK = S$.
24 ‘
Пользуясь законом суммирования элементарных сил тренияг
получим (фиг. 13).
^2 = (ai + ₽! + («2 + ?2^2)^93 2> №§)•
где дг — давление на контакте при граничном трении;
$2 — то же, при сухом трении;
$Ф1 = 8$ — S$2\
2 — N — Г>
8ф 1 — уА I.
Фиг. 12. Сопротивление сдвигу топ-
ких слоен смазки на поверхностях
различной шероховатости; па каждой
кривой указала средняя высота не-
ровностей в мк;
1 — полированная поверхность.
Фиг. 13. Частный случай кривой опор-
ной поверхности при линейном распре-
делении неровностей:
h — максимальная высота неровности; 8К —
контурная площадь касания; 8^—площадь
касания, соответствующая повышенному со-
противлению сдвига; 8^ —площадь касания,
соответствующая обычному сопротивлению-
сдвига.
Подставив эти выражения в формулу (35) и сделав соответству-
ющие преобразования, получим
+ <38>
где
Cj — у A I [(«J а2) + h (Pi Рг)1*
Копстанта имеет знак минус, потому что по физическим усло-
виям Й1 < аг и Pi < £г.
Возрастание нагрузки обусловливает переход коэффициента тре-
ния через максимальное значение. Это объясняется тем, что при
возрастании нагрузки смазка выдавливается последовательно с от-
дельных выступов. Коэффициент трения тем меньше, чем глаже по-
верхность.
25
При наличии механического зацепления коэффициент танген-
циального сопротивления определяется следующей формулой:
/ = -^ + ₽ + “^. (37)
где 6 — удельное сопротивление, приходящееся па единицу номи-
нальной поверхности касания. J
Таким образом, в случае однородного (несмешанного) контакта
коэффициент трения больше на гладких поверхностях, чем на шеро-
ховатых.
Для упруго-пластического однородного контакта на основе
формул (28) и (21)
/ = -^-+аБ+₽. (38)
Nv+i $
В случае смешанного контакта (полусухое или полужидкостное
трепие) с увеличением давления коэффициент трения переходит
через максимальное значение. Увеличение шероховатости поверх-
ности при смешанном контакте ведет к росту коэффициента трения.
СКОРОСТЬ ПРИЛОЖЕНИЯ НАГРУЗКИ
Область соприкосновения двух тел можно рассматривать как фи-
зическую систему (связь), обладающую определенными физическими
свойствами. Изучение свойств этой связи, ее формирования и раз-
рушения имеет большое значение для анализа явлений. Если к по-
1 — при нагрузке 75 кГ; г — при нагруз-
ке 25 кГ; г — при нагрузке 5 кГ.
коящемуся на твердой поверхно-
сти телу приложить сдвигающую
силу, равную по величине не-
полной силе трепия, то возникает
лишь деформирование связи, кото-
рое перейдет в скольжение лишь
в том случае, если сила будет рав-
на силе трения покоя. Это явление
называется предварительным сме-
щением 13].
Явление предварительного сме-
щения изучалось рядом исследо-
вателей (А. В. Верховский, Том-
линсон, С. Э. Хайкин, А. Е. Соло-
монович, Конюхов, В. С. Щедров,
Рабинович).
На фиг. 14 изображены кривые зависимости силы трения от
величины предварительного смещения 6 для пары кожа — сталь
при различных нагрузках (заштрихована зона упругих деформа-
ций). Аналогичные кривые были получены для металлов А. В. Вер-
26
ховским и И. С. Репкиным. Прямая пропорциональность между
нагрузкой и деформацией в данном случае отсутствует.
Соотношение между упругими и остаточными деформациями
для различных трущихся пар приведено в табл. 4.
Таблица 4
Уируго-плаетический характер величины предварительного
смещения в зависимости от нагрузки
Нагрузка в кГ
5 ( 25 1 75
Трущаяся пара Смешение
общее в мъ оста- точное » % упру- гое в % общее в мк оста- точное в % упру- гое в % общее в оста- точное в % упругое в %
Сталь — кожа 0,5 20 80 1 40 60 3 67 33
Сталь — сталь 1 100 — 3 100 — 7 100 —
Кожа — хлопок 4 50 50 6 67 33 8 80 20
Медь — медь 0.5 — — 1,2 — — 2,2 — —
П р и м е ч а н и е. Г ‘азмер в юверхне юти 20 X 16 = 320 см®
При увеличении нагрузки жесткость связи возрастает. Коли-
чество остаточных деформаций в процентном отношении увеличи-
вается.
Различными исследователями в зависимости от сжимающего
усилия, действующего на контакт, получены разные величины
предварительного смещения
(табл. 5).
Как видно из табл. 5,
величина предварительного
смещения зависит от нагруз-
ки. Это показывает, что пред-
варительное смещение свя-
зано с преодолением связей,
обусловленных взаимным
внедрением поверхностей тре-
ния, следовательно, в зоне
предварительного смещения
наблюдается механическая
деформация—частично упру-
гая, частично пластическая.
Именно механическим,
упруго-пластическим харак-
тером контакта объясняется
Таблица 5
Влияние нагрузки на величину
предварительного смещения
Нагрузка Предварительное смещение в см Материал
0,15 Г 1 Г 30-85 Г 5 кГ 70 кГ 75 кГ 4,5 • 10“8 10“6 10“7—10“6 0,5-10“4 0,7-10“ 4-1,8-10“ 4 3 • 10“4 Сталь Алюминий, серебро Сталь » Латунь, сталь Сталь
влияние изменения направления дви-
жения на величины предварительного смещения.
При изменении направления движения на 180° предварительное
смещение резко возрастает (приблизительно в 2 раза). Косвенным
27
доказательством упруго-пластического характера контакта поверх-
ностей, обусловленного взаимным внедрением, является увеличепие
силы трения от продолжительности неподвижного контакта, экспери-
мептальпо изученное еще Кулопом.
Результаты исследования предварительного смещения сводятся
к следующему:
1. Предварительное смещение возрастает по мере увеличения
сжимающего усилия, действующего па контакт.
2. Предварительное смещение обусловлено как упругими, так
и пластическими деформациями.
3. По мере увеличения сжимающего усилия жесткость связи
(коэффициент пропорциональности между тангенциальной силой
и предварительным смещением) возрастает, доля упругих деформа-
ций уменьшается.
Упруго-пластический характер контакта предопределяет на-
личие вязкостных свойств у материала трущихся пар, т. е. наличие
зависимости механических свойств от скорости приложения на-
грузки. Связь между нагрузкой и деформацией для упруго-вязкого»
тела может быть охарактеризована уравнением Л. Ю. Йшлипского
[И]:
t + rT = Ъпх -|- Ъх, (39)
где Т — скорость изменения усилия;
Т — усилие;
х — деформация;
х — скорость изменения деформации;
Ъ, п и г — константы, характеризующие соответственпо жест-
кость, скорость последействия и скорость релаксации.
Вследствие вязкости сила трения зависит от скорости приложе-
ния нагрузки и продолжительности неподвижного контакта. Это
находит свое подтверждение в экспериментах Е. Рабиновича [23],
показывающего, что приложенная тангенциальная сила, равная
неполной силе трения, вызывает сдвиг поверхностей по прошествии
некоторого времени. Зависимость предварительного смещения б
от нагрузки в первом приближении выражается следующим образом:
где N — нагрузка;
/«! — коэффициент пропорциональности.
Эха зависимость предложена Н. А. Карповым в исследованиях
по сцеплению колес с рельсами. Для пары сталь — сталь =
— 8,3 • 108 кПсмР.
Как было указано выше, упруго-вязкая связь двух тел может
характеризоваться уравнением (39). Если считать, что нарушение
контакта двух тел произойдет тогда, когда относительное пере-
мещение контактирующей пары превысит некоторую характерную
28
для данной пары величину х, то из анализа уравнения следует, что
при возрастании скорости приложения нагрузки увеличивается
скорость деформирования и, следовательно, возрастает сила Т.
Пусть нагрузка возрастает равномерно по времени t с коэффи-
циентом пропорциональности -w
Т = wt. (40)
тогда уравнение (39) представится следующим образом:
w + rwt = bnx + Ьх. (41)
Частное решение уравнения (41) имеет вид
х = At + В
и, следовательно,
х — А.
Подставляя значения х и х, получим
w + rwt — Abnt + Bbn 4~ ЛЬ', (42)
откуда
(43)
Точно так же
Bbn + Ab = w, (44)
W ( 1-— \
bn Ьп ' . '
Как известно, общее решение дифференциального уравнения
составится из суммы только что полученного частного решения
и общего решения однородного уравнения, т. е.
(1——)
+ + (46).
При £ = 0 х = 0. Следовательно,
и? -—г---О — 0.
on 1
и окончательно
rw . . W
bn 1 bn

(47)
29
Пусть в момент t наступает разрушение, тогда смещение контак-
тирующей пары
(I-—’) ъ
Хт_ == .4г + (1-е~пг) (48)
где wtr — Т1 — разрушающая контакт сила:
т
Ъп
(49)
Значение силы, при которой происходит разрушение контактных
связей для постоянной величины смещения, зависит от соотношения
величин п и г. Если п > г, что соответствует жестким телам, то
с увеличением скорости при-
ложения нагрузки сила тре-
пия падает. Если п < г, что
соответствует состоянию вяз-
ко-пластического деформи-
рования, то сила трепия
увеличивается.
Это констатирует ряд ис-
следователей. Указанное су-
щественно для оценки работы
сцепления. В табл. 6 приве-
дены данные, иллюстрирую-
щие влияние этого фактора
для пары бронза — сталь К
Скорость приложения на-
грузки оказывает наиболь-
шее влияние па коэффициент
Таблица 6
Влияние скорости приложения
тангенциальной силы
на коэффициент трения
Условия определения Скорость прило- жения танген- циальной силы в mjeen Коэффи- циент трения
Нагрузка 41 т, без смазки 50 НО 550 0,20 0,22 0,26
То же, со смазкой 50 100 300 0,11 0,11 0,14
трепия при малых нагрузках.
Например, для пары сталь — чугун величина коэффициента тре-
пия при нагрузке 1,3 кГ изменяется в пределах 0,17—0,23.
Это можно проверить следующим несложным экспериментом.
Если определять коэффициент трения по углу наклона плоскости,
при котором начинается скольжение образца по плоскости, то сле-
дует ожидать, что при быстром повороте плоскости угол наклона
будет больше, чем при медленном. Пусть первый угол Дх, второй
Д2; угол Дг должен быть больше угла Дг, однако, если плоскость
быстро повернуть на угол, больший чем Да, но меньший, чем Дх,
и оставить в таком положении, то очевидно, что образец, лежа-
щий па плоскости, через некоторое время начнет скользить по
пей.
1 См. табл. 56, гл. III.
30
ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТЬ НЕПОДВИЖНОГО КОНТАКТА ТЕЛ
Вследствие известной вязкости тел образование связи на границе
их соприкосновения зависит от времени и будет протекать с раз-
личной интенсивностью в зависимости от нагрузки.
На фиг. 15 изображены кривые изменения коэффициента трепия
и зависимости от продолжительности неподвижного контакта двух
тол, находящихся под различной нагруз-
кой. Как видим, коэффициент трения
возрастает, стремясь к некоторому пре-
делу.
По уравнению А. 10. Ишлинского за-
висимость между нагрузкой N и дефор-
мацией X выражается в виде
rN + N =--- bn к + Ъ X, (50)
где г, b и п — константы, характеризую-
щие соответственно скорость релакса-
ции, жесткость и скорость последей-
ствия. .
При действии постоянной нагрузки
будет наблюдаться взаимное внедрение
выступов контактирующих неровностей.
При N — const А = О, откуда
л/V — bn X -j Ъ X. (51)
Фиг. 15. Зависимость коэф-
фициента трепня / от про-
должительности контакта t
двух тел при нагрузке:
/ — 6,7 кг; 2 — 2к к!';
3 — 63 кГ.
Интегрируя это уравнение и считая, что в начальный момент
t = 0 и X = Хо, получим ’
% - 4г *+ (’'•-4г лг)е’“ . <32>
В первом приближении предполагаем, что рост фактической
площади контакта пропорционален деформации (глубине внедрения^
— уХ.
(53>
Естественно, что с увеличением площади касания величина
удельного давления падает, в связи с чем интенсивность процесса
внедрения уменьшается (В. С. Щедров болео точно рассмотрел за-
дачу с учетом падения напряжения па контакте во времени).
Подставив величину X в обобщенный закон трения, получим
/= ау
— + е~*1& _ JLк
Ьп 1 ( Л Ьп н
(54>
34
г X
Так как > -у , то при £ -+ оо величина / стремится
я значению
t — aYr 4- о
bn г Р>
не зависящему от нагрузки, а при t = О
/.-^+₽.
Коэффициент трения Д, соответствующий данной продолжитель-
ности неподвижного контакта, можно выразить через предельные
значения коэффициентов трепия /0 и /«, следующим образом:
А = /со-е-"г(/^-/о)- (55)
Как видно, с увеличением продолжительности неподвижного
контакта коэффициент трения возрастает, стремясь к некоторому
пределу, величина которого равна
Для иллюстрации приведем данные Кулона по1 коэффициентам
трения в зависимости от продолжительности неподвижного контакта
в случае трепия дуба по железу (табл. 7). По прошествии 8 час.
коэффициент трепия возрос более чем в 2 раза.
Таблица 7
Зависимость коэффициента трения от продолжительности
неподвижного контакта
Нагрузка Продолжительность’ контакта
0 10 сек. Зо сек. 60 сек. 80 сек. 1 час 4 часа 8 час.
25 нГ 0,09 — 0,095 0,109 — 0,164 — 0,250
750 кГ 0,076 0,079 — — 0,088 — 0,12 0,182
Для других материалов коэффициенты трения приведены в табл. 8.
Из изложенного следует, что коэффициент трения с увеличением
продолжительности' неподвижного контакта возрастает как для
металлов, так и для материалов органического происхождения.
Возрастание силы трения во времеии обусловлено тем, что под
влиянием высоких давлений, развивающихся в точках контакта,
наблюдается взаимное внедрение, материала, имеющее упруго-
пластический характер.
32
Таблица 8
Зависимость коэффициента трения от продолжительности
неподвижного контакта для различных материалов
Исследуемая пара Нагрузка в кГ Продолжительность контакта в сек.
0 10 20 40 100 ООО
1 Сталь — чугун (плоскость площадью 320 с.и2) 6,7 24,9 63,1 0,178 0,217 0,245 0,181 0,220 0,253 0,181 0,218 0,252 0,184 0 226 0,261 0,194 0,236 0,261 0,205 0,256 0,277
Кожа — сталь (плоскость площадью 320 с.»2) 6,7 24,9 63,1 0,281 0,243 0,214 0,295 0,256 0,257 0,296 0,287 0,265 0,304 0,298 0,267 0,328 0,297 0,279 0,349 0,323 0,298
Свинец -- сталь (три сфе- рические ножки диаметром 5 мм) 0,5 0,37 0,44 0,49 0,53 0,55 —
ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ СКОЛЬЖЕНИЯ НА СИЛУ ТРЕНИЯ
Усилие, необходимое для разрушения взаимно-впедряюгцихся
элементов двух соприкасающихся поверхностей, зависит от скорости
приложения нагрузки и скорости
зультатом вязкости фрикционного
контакта. Одновременно с этим
из-за вязкости контакта создают-
ся условия для выравнивания
поверхностей трущихся тел. Вслед-
ствие этого при упруго-пласти-
ческом контакте сила трения
с увеличением скорости скольже-
ния переходит через максималь-
ное значение (фиг. 16). Как видно
из фиг. 16, при малом давлении
имеет место только возрастающая
ветвь кривой, при большом дав-
лении — только падающая. При
нагревании поверхностных слоев
изменяются механические свой-
ства металла. Коэффициент же-
сткости уменьшается, а площадь
касания возрастает, одновременно
вление материала пластическому о
к изменению коэффициента трения
скольжения, что является ре-
жения при возрастании нагрузки. -
Фиг. 16. Зависимость коэффициента
трения / от скорости v скольжения
при различных удельных нагрузках:
1 — малая удельная нагрузка; й и з —
средняя удельная нагрузка; 4 — значи-
тельная удельная нагрузка.
с этим уменьшается и сонроти-
’теспснию. Это приводит также
J зависимости от скорости сколь-
3 Заказ 90.
33
При упругой деформации неровностей, возникающей при трении
скольжения, происходит рассеяние энергии вследствие дискретного
характера взаимодействия двух соприкасающихся тел. Пластиче-
ская деформация сопровождается выделением тепла, которое также
рассеивается.
Таким образом, трение скольжения всегда сопровождается
возникновением колебаний и выделением тепла.
Зависимость коэффициента трепия от скорости скольжения v
выражлется формулой. .
f = (a+ bv)e~w + d, (56)
’ где а, Ъ, с, d — копстанты, зависящие от природы тел и условий
трения.
Положение максимума на кривой зависит от давления на тру-
щуюся пару и от твердости каждого из трущихся тел. Чем больше
давление и чем тверже поверхность тела, тем ближе к началу коор-
динат располагается максимум.
В зависимости от скорости скольжения меняются условия взаимо-
действия и разрушения поверхностей, что приводит к изменению
шероховатости и механических свойств поверхности, а следовательно,
и к изменению коэффициента трепия.
Для материалов с малой теплопроводностью при больших
скоростях скольжения вследствие выделения большого количества
тепла значительно изменяются свойства материалов, что приводит
к отклонению от указанной выше закономерности (возрастание
коэффициента трепия при больших скоростях скольжения).
Изменение поверхностей трения обусловлено тремя группами
явлений:
1. Изменения поверхностного слоя, вызванные деформацией. При
царапании тела частицами случайной формы или внедрившимися
выступами другого тела некоторые слои металла под царапиной
пластически деформируются, вытягиваясь в направлении сколь-
жения.
При известном соотношении профиля царапающего элемента
и нормального усилия па контакт отделение стружки при царапании
вообще прекращается, и вся работа трепия обусловливается деформи-
рованием поверхностных слоев. При этом абсолютная толщина
пластически деформированных слоев остается незначительной,
и большая часть работы идет на упругое оттеснение.
Если происходит контактное схватывание с глубинным выравни-
ванием, то слои, втянутые в деформацию, могут быть относительно
очень большими, и характер их деформирования изменяется. В де-
формативпой зоне возникают «вихревые» образования с полным
перемешиванием элементов структуры.
В процессе деформирования во всех случаях материал наклепы-
вается, и его твердость повышается до величины, соответствующей
сильно упроченному металлу.
34
При царапании без отделения частиц износа или с отделением
на глубину, меньшую глубины измененного слоя, сначала наблю-
дается продольное выглаживание поверхности и образование стро-
чечной структуры, а затем, после использования всех плоскостей
скольжения, металл приходит в состояние перспаклепа, становится
хрупким и отделяется от поверхности трепия.
Многократные упругие деформации приводят к усталостпьв»
процессам (например, контактная усталость зубьев шестерен и др.).-
В этих случаях на гладкой поверхности появляются местные значи-
тельные повреждения.
Изменения другого характера в поверхностном слое металла
возникают при многократном силовом воздействии в том случае,
если одно из тел включает в себя очень пластичные или хрупкие
составляющие. Особенно резк'о проявляется это в баббитах и порош-
ковых сплавах. Вследствие резкого различия в прочности их состав-
ляющих происходит ярко выраженный избирательный износ по-
верхности, а наряду с образованием строчечности (при пла-
стичности) поверхность обогащается более прочными составляю-
щими.
2. Изменения поверхностного слоя металла, вызванные повышением
температуры. Если температура контактов в результате трения
или по условиям работы выше «температуры отдыха» и. тем более,
температуры рекристаллизации сплава, то вместо упрочнения по-
верхностные слои приобретают повышенную пластичность. Под
воздействием царапающих элементов поверхность будет выглажи-
ваться за счет разогретого слоя, а деформирование в глубину
уменьшится или совсем прекратится. При этом можно различить
два вида изменений.
Первый вид изменений заключается в приведении поверхностных
слоев в постоянное состояние размягчения; оно существует при
стационарном режиме трения. При этом материал прогревается па
значительную глубину. В некоторых случаях возможна ко'агуляция
отдельных составляющих сплава.
Второй вид изменений заключается в фазовых превращениях
п закалке поверхностного слоя, которые возможны при нестацио-
нарном режиме трения (тепловой удар).
Если в трении участвуют два материала и один из них под
действием температуры размягчается, а другой остается твердым*,
то происходит перенос металла с одной поверхности на другую.
При этом возможны оба вида структурных изменений: отжиг с коа-
гуляцией и закалка.
3. Изменения поверхностного слоя при трении, вызванные дейст-
вием окружающей среды Эти изменения сводятся: а) к образованию
окисной пленки, которая из-за хрупкости и слабой связи с основным
металлом отделяется от поверхности трения; б) к диффузпым про-
J цессам, чрезвычайно облегченным высокой температурой и пласти-
.! ческим течением металла. При относительно стабильной, по высокой
* температуре продукты насыщения образуют химические соединения,
3* .35
насыщающие поверхностный слой и приводящие его в твердое
хрупкое состояние.
Очевидно, сила трепия зависит от характера происшедших
изменений поверхностей трения. Эти изменения в большей степени
обусловлены температурным режимом узла треппя и химическим
действием окружающей среды. Все это приводит к сложной зависи-
мости силы и коэффициента трения скольжения от внешних пара-
метров.
При трении покоя эта зависимость определяется значительно
проще. Когда поверхностная температура достигает некоторой кри-
тической величины, например, температуры, соответствующей нару-
шению ориентации молекул масла 122], то смазка теряет свое защит-
ное действие, оспованное на физико-химическом взаимодействии ее
с металлом.
Для масла, содержащего химически активные присадки, повы-
шение температуры может привести к возникновению, химических
соединений металла с этими присадками, что вновь приводит к изме-
нению характера взаимодействия трущихся тел. В этом случае
в процессе трения участвует уже пе первоначальный материал,
а пленки его химического соединения с химически активными
компонентами смазки.
В условиях сухого трепия возрастание граничной температуры
до значения, близкого к температуре плавления, приводит к тому,
что взаимодействие между твердыми телами сменяется взаимодейст-
вием их расплавов.
Не мепыаее значение для трения скольжения имеют объемная
температура и величина температурного градиента. У металлов,
при увеличении объемной температуры до температуры рекристал-
лизации металла и выше, снимается наклеп и соответственно изме-
няется характер разрушения.
Во всех случаях, чем больше величина температурного градиента,
тем резче меняются механические свойства материала по глубине
и тем локальнее характер разрушения.
На фиг. 17 и 18 приведено измопепие механических свойств от
температуры для металла по Надаи и Мапджой и асбофрикционного
материала по данным 10. И. Костерила — Центральный научно-
исследовательский институт асбофрикционпых материалов
(ЦНИЛЛС).
Данные предела прочности для армко-железа (фиг. 18) относятся
к трем скоростям деформации. Скорость деформации влияет на
изменение механических свойств, однако значительно меньше, чем
температура. Именно указанное обстоятельство и приводит к тому,
что С увеличением скорости скольжения величина коэффициента
трения в общем случае переходит через максимум, значение кото-
рого смещается к началу координат при увеличении давления (т. е.
при увеличении общего разогрева узла).
Возникновение различных пленок окисла на поверхности трения
в зависимости от температуры приводит к резкому (скачкообраз-
36
ному) изменению коэффициента трения при изменении температуры,
для металлов обычно к его падению. 1
В табл. 9 приведены экспериментальные данные, полученные
М. Б. Петерсоном, И. И. Флореком и Р. Е. Ли [25] при трении
одноименных чистых металлов. В таблице дапо значение коэффи-
Фиг. 18. Зависимость предела прочно-
сти ов асбофрикдиоппого материала
двух марок от температуры б:
1 — 6КФ-32; 2 — Ц-17-52.
Фиг. 17. Зависимость предела проч-
ности железа-армко от темпера-
туры 0 при различной скорости
де$ ормации:
1 — 8,5 • 10“* м/сек; 2 — 0,51 ад/сек;
3 — 150 см/сек.
циента трения /х в интервале от комнатной температуры до кри-
тического се значения Тг, соответствующего скачкообразному
уменьшению коэффициента трепия; значение температуры и коэф-
фициента трения /з для температуры выше критической.
Таблица 9
Зависимость коэффициента трения от температуры
Металл /1 Т1 Л
Железо Медь Никель Молибден ......... Хром 0,98 0,78-1,4 0,92 1,0 0,5-0,6 100-200 400—500 1200—1400 800-900 800-1100 0,45 0,50—0,70 0,22 0,28 0,28-0,32
Зависимость силы трения от скорости скольжения в значитель-
ной мере обусловлена температурным режимом узла трения и
представляет собой по существу зависимость силы трения от темпе-
ратуры.
37
Действительно, для тех материалов, у которых механические
свойства остаются неизменными в большом интервале температур,
коэффициент трения не зависит от скорости скольжения (например,
графит).
ТЕМПЕРАТУРА ТРЕНИЯ
При относительном скольжении двух соприкасающихся поверх-
ностей вследствие упругих и пластических деформаций контакти-
рующих пятен и преодоления молекулярного взаимодействия макро-
движение переходит в микродвижение, упорядоченное движение
в хаотическое, т. е. в тепловое.
В точках дискретного , контакта возникают температурные
вспышки — тепло распространяется с одной стороны в глубь тела
Фиг. 19. Температурное поле поверх-
ностного слоя при трении.
Фиг. 20. Распределение температуры
по глубине поверхностного слоя.
(теплопроводность), с другой стороны рассеивается в окружающую
среду (радиация и конвекция).
В непосредственной близости от точек контакта образуются
отдельные полушаровые изотермические поверхности, сливающиеся
в общую поверхность на некоторой глубине тела (фиг. 19). Распо-
ложение изотермических поверхностен характеризует величину
температурного градиента.
Сложность расчета температурного поля обусловлена тепло-
отдачей в окружающую среду с боковых стенок и трудностью опре-
деления граничных условий.
Счедует учесть, что тепло генерируется в поверхностном слое —
деформативной зоне, которая подвергается интенсивной деформа-
ции. В глубь материала тепло распространяется путем теплопро-
водности.
В общем случае температурное поле может быть охарактеризо-
вано графиком, изображенным, на фиг. 20.
Введем следующую терминологию: температуру, возникающую
в зоне деформации, будем называть температурой трения 9/
(фиг. 20.); температуру ниже зоны деформации — объемной темпе-
ратурой 0s; в точках контакта — контактной температурой 6»;
на поверхности, в точках, где в настоящий момент нет контакта, —•
поверхностной температурой 03. Поверхностная и контактная
38
температуры объединяются общим термином «граничная тем-
пература».
Задача о вычислении температуры трения рассматривалась рядом
ученых (Блок, Хольм, Егер и др.).
Для случая, когда выступ движется по гладкому нолупро*
странству, по Блоку имеем
W- - (57)
Q!A{-tl+ / яф2 )
\ /
где р — нагрузка при первоначальном статической! кон-
такте по Герцу;
ф2 = (где v — скорость движущегося выступа; г — радиус
площадки контакта; аг — температуропроводность движуще-
гося выступа);
и Х2 — теплопроводность соответственно неподвижного тела и дви-
жущегося выступа;
q2 — плотность материала движущегося выступа;
сг — теплоемкость движущегося выступа.
Сопоставление данных эксперимента по определению темпера-
туры, полученных методом естественных термопар (И. Я. Алыпиц),
с расчетом по формуле Блока приведено на фиг. 21.
Хольм вывел следующую формулу:
fPv
где к = ~~ (п — число контактирующих площадок; Р — пол-
ная нагрузка, причем Р = па г2II, где Н — твердость).
Остальные обозначения такие же, как и выше*
Окончательно получим
0,785/» Й1//-
0/==-------, (59)
где F — общая площадь касания.
Эта формула интересна тем, что она учитывает дисперсность
контакта.
Несколько более точной формулой, определяющей температуру
трения, является формула Егера
1,064 gej/s
0/ „------- J . (60)
• 1,125 +М-у) '
где q — удельная мощность трения; д — fpvi
39
2 — половина ширины прямоугольника, представляющего собой
единичный контакт;
— температуропроводность неподвижного тела;
X, /
ai = z—(Yi — удельный вес неподвижного тела
Г1С1\ .
v — скорость скольжения.
В формуле (60) индекс 1 относится к неподвижному гладкому
телу, индекс 2 — к единичному выступу.
Наиболее трудно определимыми параметрами в этой формуле
являются lap — удельная нагрузка на контакте, через которую
выражается q.
Фиг. 21. Сопоставление экспери-
ментальных данных с расчетны-
ми по определению температуры
па поверхности трения:
1 — экспериментальные данные;
2 —расчетные данные по Блоку.
Фиг. 22. Зависимость температуры 0 тре-
пия от скорости скольжения у:
1 — радиус пятна контакта 0,75 • 10—3 см;
9 —радиус пятна контакта 2,5 • 10~ 3 см
Определим температуру трения по формуле Егера при торможе-
нии асбофрикционпой колодкой чугунного тормозного барабана.
Вычисления сделаем для двух асбофрикциопных материалов марки
ТА-14 и 22, которые вследствие различной твердости имеют разный
размер пятен касания.
Примем следующие значения:
у = 2000 см!cetr, для материала ТА-14 I — 1,5-10~2 см, для
материала 22 I = 5-10—8 см', Ха = 0,05 кПсек град', Хх = ’2,6 ~-
4- 40 кПсек град', ai — 0,079 4- 0,096 смЧсек\ р — 4.103 кПсмг\
f - 0,5.
На фиг. 22 показаны результаты вычислений температуры трения
по формуле Егера. Как видно, при скольжении па поверхности
трения возникает высокая температура. Величина ее не зависит
от общей нагрузки на контакт и пропорциональна квадратному
корню из скорости скольжения.
40
Указанный расчет является весьма приближенным, так как он
основан на предположении о неизменности механических свойств
материалов при изменении температуры и содержит физические
характеристики, относящиеся к ненагретым материалам.
Если учесть шероховатость поверхности и то, что фактическая
площадь касания является функцией нагрузки, то величина темпе-
ратурного градиента в большей мере зависит от скорости скольжения
чем от нагрузки.
Для простейшего случая установившегося температурного ре-
жима при отсутствии тепловых потерь с боковых стенок, количество
тепла
Q = -^St, (61)
а также
Q = AfvPt, (62)
где q — теплопроводность;
de
— градиент температуры;
р — нагрузка на поверхность;
8 — площадь касания, перпендикулярная к тепловому потоку;
t — время;
v — скорость скольжения;
А — тепловой эквивалент работы.
Известно, что фактическая площадь касания 8# есть функция
нагрузки.
В случае пластического контакта
S# = кгР, (63)
откуда
я? ® Aft?
(65)
(66)
т. е. градиент температуры пе зависит от нагрузки и определяется
скоростью скольжения.
В случае упругого контакта, например, сферы с плоскостью
de AfvP11»
dl X
температурный градиент больше зависит от скорости, чем от нагрузки.
Применительно к установившемуся температурному режиму
средняя объемная температура выразится следующим образом:
О
v Sk
где fPv — мощность трения;
8 — поверхность теплоотдачи;
к — коэффициент теплоотдачи.
41
В этом случае объемная температура пропорциональна произве-
дению Pv. Из приведенного анализа следует, что на величину темпе-
ратуры трения, температурного градиента и объемной температуры
по-разному влияют нагрузка и скорость (табл. 10).
Таблица 10
Влияние вида контактирования на температурные характеристики
Параметры Пластический контакт Упругий контакт
Нагрузка Скорость Нагрузка Скорость
Температура трения (контактная температура) — /р рх У*
Температурный гради- ент — V рх V
Объемная температура р V Р V
Примечание. Показатель степени % < 1.
Расчет температурных полей показывает, что скорость скольже-
ния имеет значительно большее влияние на температурные харак-
теристики, чем давление.
Вследствие дискретного характера контакта при возрастании
общей нагрузки между соприкасающимися поверхностями давление
на каждом пятне фактического контакта, от которого зависит по-
верхностная температура, растет медленнее, чем общая нагрузка.
Это обстоятельство является причиной того, что применение крите-
рия Pv к расчету узлов трения невсегда дает правильные результаты.
Поверхностная температура и характер температурного поля
оказывают большое влияние на трение скольжения, обусловливая
как взаимодействие трущихся поверхностей, так и характер их
разрушения.
Приведенные выше расчетные формулы позволяют вычислить
температуру трения для идеализированного случая.
А. И. Пестов разработал инженерный метод расчета температуры
трения, в котором он учел реальные условия трения, конфигурацию
трущихся тел, характер контактирования и др. Этот метод расчета
по своей простоте и инженерной законченности выгодно отличается
от до сих пор опубликованных методов. В связи с этим авторы спра-
вочника обратились к А. И. Пестову с просьбой об изложении его
метода расчета для пашего справочника. Прилагаем расчет, состав-
ленный Л. И. Пестовым. «
42
Средняя температура макроконтакта трущихся тел может быть
представлена в виде
О» = ДтСр -|- т0 + 0в, (67)
где А тср — среднее приращение контактной температуры тела;
т0 — средняя объемная температура перегрева тела в зоне
контакта;
6 в — температура окружающего воздуха.
Среднее приращение контактной температуры представляет
собой среднюю по поверхности макрокоптакта температуру, которую
имело бы тело в случае иолубесконочной протяжеппости. Средняя
объемная в зоне контакта температура перегрева появляется в ре-
зультате конечных размеров тел; она приближенно равна осреднеп-
иой температуре перегрева примыкающих к контакту частей тру-
щихся тел, например, зубьев зубчатых передач, ободьев тормозных
шкивов, втулок или вкладышей подшипников и т. н.
Среднее приращепие контактной температуры
Дтег>= (68)
У суК
где:
к — коэффициент распределения тепла между трущимися телами;
q — среднее или максимальное удельное тепловыделение на кон-
такте в единицу времени в «жалЛи.2 сек-,
tw— время тепловыделения в сек.;
| — коэффициент, зависящий от типа трущихся тел, их материалов
и размеров, а также от времени и режима тепловыделения;
с — теплоемкость тела, в ккал!кг град',
у — удельный вес тела в кз/ж8;
X — коэффициент теплопроводности тела в ккал!м • град сек.
Значения коэффициентов g и q, а также времени тепловыделения
tw, в пределах которого может быть достигнута необходимая точ-
ность, приведены в табл. И.
В табл. 11 приняты следующие обозначения:
L — половина длины цилиндрических тел в л»;
а® — коэффициент температуропроводности тела в з12/сек;
q3 max — максимальное тепловыделение при равнезамедлеппом ре-
жиме работы;
qcp средняя по поверхности величина тепловыделения;
4з. ср шах — средняя величина тепловыделения при равнозамедлен-
ном режиме работы;
q9 — минимальное начальное тепловыделение;
«Ушах — максимальное тепловыделение при равноускоренном ре-
жиме работы;
— половина угла обхвата цилиндра неподвижным телом
в рад.;
ц — коэффициент, определяемый по фиг. 23;
'11 и т12__ коэффициенты, определяемые по фиг. 24.
43
Значение коэффициентов q и §
Таблица И
Эекив Наименование уалов трения q 1
Цилиндрические тела с контактом по полной боковой поверхности w< 4«o 9=const ?=9a max 1,13 - 0,32 b 0,534 - 0,12 b
'/ХХХУ Тела с контактом на части цилиндрической по- верхности 4ап r«q>2 tw < ~T—— 4ae q = const 1,13 - 0,32 \ r TO /
Продолжение табл. 11
Эснив Наименование уалов трения *ч» « £
- L» lw < , ««fl t -• г2Ф°2 tw< 4пе 9 ~ ^amax 0,534 -0,12 (-Г + 4;)
—"4 OO g = const 0,159 —Д=г-
Диск с контактом по плоскости кольца tw< 64я0 Sep — Const в=ва, ср max 1,13 0,534
c-
Тела с контактом по полосе . ь* w< 4ae втах 0,142 Г—— th+fl- L вшах \ во К а 1 *тах /
Безразмерные величины <р, т и п, приведенные па фиг. 24,
определяются по следующим формулам:
Ф (69)
v0 V0 ' ‘ W
v0 — начальная суммарная скорость (качения или скольжения)
в м!сек\
v — конечная суммарная скорость в .н/сек;
Ь — полуширина контактной площадки в л.
Коэффициент распределения тепла между трущимися телами при
малых размерах контакта или при кратковременном режиме тепло-
выделения
Пг Н-П2 |/ с'у'Х'
Фиг. 23. Зависимоегь коэффициента д от
половины угла обхвата фо цилиндра не-
подвижным телом.
при больших размерах кон-
такта
к' - ’ <71>
2д “’cp+xj “’ср
где S шср — средняя приве-
денная теплоотдача ча-
стей узла трения, свя-
занных с одним из тел,
в ккал/град час.
Индексы ' и " отно-
сятся к трущимся телам
соответственно неподвижным и вращающимся или к телу 1 и
телу 2.
Средняя объемная в зоне контакта температура перегрева тела
для кратковременного режима работы
= SC ); (72)
для установившегося (непрерывного или повторно-кратковремен-
ного) режима работы
___Qcp *м
’ 2®ср‘ Т ’
где QcP — среднее тепловыделение узла трения в ккал/час,
Т — время цикла в час;
S С — приведенная теплоемкость узла трения в период тепло-
выделения в ккал!град\
(73)
46
m=0,t | |
=Д. □ *rn~O$ J _Г ~* - ' IRtk
—L _т--ОМ J J
д л _ . т=0,0‘!
j
' 0,030,05 0.1 0,15 0,20 0,15 n
4>*1,0
Фиг. 24. Зависимость коэффициентов т]1 и 1]2 от беаравмер-
ной величины п при различных значениях ф и т.
47
' 5С = фе5?с; (74)
g — вес частей узла трения в кг;
с — теплоемкость частей в ккал/кг град;
фс — коэффициент приведения теплоемкости;
средняя приведенная теплоотдача узла трения
в ккал/град час;
— (w)] ’ (75'
ПВ — относительная продолжительность работы в %;
S w-d), S wp, S w0 — приведенные теплоотдачи узла трения соот-
ветственно в периоды тепловыделения, работы (вращения), оста-
новки в ккал/град час, определяемые по формуле
^w = (pa^H, (76)
где ф — коэффициент приведения теплоотдачи, зависящий от кон-
струкции и размеров узла трепия;
а — осредпепный коэффициент теплоотдачи с поверхностей
узла трения в ккал/м? град час;
-— полная поверхность теплоотдачи узла трепия в №.
ВЛИЯНИЕ НОМИНАЛЬНОГО РАЗМЕРА ПОВЕРХНОСТИ И ЧИСЛА
СОСТАВЛЯЮЩИХ ЕЕ ЭЛЕМЕНТОВ НА ТРЕНИЕ
Из обобщенного закона трепия [формула (28)] следует, что уве-
личение фактической площади контакта при том же нормальном
давлении приводит к увеличению коэффициента трения. Реальным
средством увеличения фактической площади контакта является улуч-
шение взаимного прилегания поверхностей трения путем создания
общей поверхности трения из отдельных элементов, нагруженных
независимо один от другого. Такая конструкция во всех случаях
приводит к увеличению фактической площади контакта. Две по-
верхности, нагруженные силой /V каждая, имеют фактическую пло-
щадь контакта больше, чем удвоенная поверхность, нагруженная
силой 2/V. Это, в частности, подтверждается тем, что, например,
площадь контакта по Герцу (контурная) увеличивается не прямо
пропорционально нагрузке, а зависит в случае соприкосновения
сферы с плоскостью от нагрузки в степени 2/3, а в случае соприкос-
новения цилиндра с плоскостью — от нагрузки в степени 1/2.
В действительности у деталей машин всегда наблюдается отклоне-
ние от плоскостности и от заданной криволинейной поверхности.
В связи с этим контурные площадки касания часто располагаются
по краям номинальной площади. При увеличении номинальной пло-
щади достаточно больших размеров контурная и соответственно
фактическая площади практически не зависят от нее (фиг. 25). В зоне
малых площадей касания возможно наличие зависимости между
43
номинальной и фактической площадками (при весьма малых номи-
нальных площадях контурная и номинальная площади совпадают).
Для случая регулярной сферической волнистости, когда все
волпы имеют одинаковый размер и расположены на одной высоте,
Sn — к2г'2п (где п — число контурных площадок; кг — длина ос-
нования сегмента, образующего сферическую волпу). В данном слу-
чае, как это следует йз формул (7) и (16), фактическая площадь ка-
- А
сация пропорциональна номинальной в степени ^т0П0ДтпеР“
ждает начальная часть кривых, изображенных на фиг. 25.
На фиг. 25 приведены экспериментальные данные, характери-
зующие зависимость силы трения от размера номинальной поверх-
ности при трении различных пар; на фиг. 26 — зависимость силы
и коэффициента трения от нормального давления для поверхностей
разного размера. Эта зависимость справедлива также при трении
стали по стали.
Была построена специальная механическая модель поверхности
из 50 шариков, в которой число контурных площадей прямо про-
порционально поминальной площади; каждый шарик был нагружен
отдельной пружиной (фиг. 27, схема Л). Это обусловило повышение
коэффициента трения по сравпепию с моделью, в которой те же ша-
рики нагружались через общую пластину (фиг. 27, схема Б).
Если пренебречь влиянием шероховатости шариков, то, приме-
няя формулу Герца для каждого шарика, получим для комплекса
шариков, нагруженных общей нластипой,
3 r! N \2
F ---- a S# + - сп 1 / (f- г2 + 0ЛГ,
(77)
где с — коэффициент пропорциональности;
п — число шариков;
N — нагрузка;
г — радиус шарика;
откуда
(78)
Как показывает эта формула, при увеличении числа шариков,
один из членов, выражающих коэффициент трения, будет увели-
чиваться пропорционально корню кубическому из числа шариков.
Э'им можно объяснить неоднократное подтверждение исследовате-
лями влияния жесткости крепления фрикционных обшивок и раз-
меров их элементов на величину коэффициента трепия.
В табл. 12 приведены значения коэффициента трения для разных
поверхностей при различном их состоянии (схемы Л и Б, фиг., 27).
Коэффициент трепия увеличивается лишь у тщательно очищенных
полированных поверхностей, так как при плохой очистке коэффи-
циент а очень мал, следовательно, мала и величина поправки.
4 Заказ 90.
49
Фиг. 25. Зависимость сил и тре-
пня F от поминального разме-
ра Sn поверхности:
а — бронза — стекло; б — кожа—
'сталь: в — войлок — сталь.
Фиг. 26. Зависимость силы F и коэффи-
циента трения f от нормальной нагрузки
У для поверхностей разного размера:
а — бронза — стекло; б — кожа — сталь,
в — войлок — сталь
50
Таблица 12
Коэффициент трения в зависимости от способа нагружения
механической модели поверхности (фиг. 27)
Характер поверхности Схема А Схема Б
Тщательно полированная и очищенная поверх- ность (сухое трение) То же, слабо смазанная шероховатая .... Очищенная поверхность (сухое, троние) . . . Шероховатая, слабо смазанная поверхность 0,70 0,24 0,25 0,17 0,38 0,20 0,21 0,17
Примечание, Материал шариков — сталь П1Х15, пластины — сталь XИМ.
Поверхность реального тела вследствие наличия волнистости
может быть моделирована в виде набора таровых или цилиндри-
ческих сегментов.
Фиг. 27. Механическая модель поверхности, составленная
• из отдельных шариков.
Тогда номинальная площадь для квадрата
Sn = 4r2n, (79)
откуда коэффициент трения
' Р-
Как показывают формулы (78) и (80), коэффициент трения воз-
растает при увеличении числа независимо действующих элементов
и размеров номинальной площади.
ТРЕНИЕ ГРАНИЧНЫХ СЛОЕВ
Наличие чистых поверхностей, свободных от адсорбированных
пленок, неизбежно приводит к схватыванию, которое при относи-
тельном перемещении поверхностей в процессе трения переходит
в заедание с глубинным разрушением металла.
Степень разрушения поверхностей при схватывании в условиях
трепия можно характеризовать величиной градиента касательного
4* 51
напряжения. Если прочность образовавшейся связи меньше проч-
ности нижележащих слоев, т. е. прочность материала увеличивается
но глубине ~ > 0, то разрушение происходит по месту образования
связи; если прочность нижележащих слоев меньше прочности по-
верхностных упрочненных слоев, т. е. < 0, то материал разру-
шается на некоторой глубине] [13].
Положительный градиент механических свойств по глубине мо-
жет быть обеспечен:
1) адсорбционным действием полярно-активных веществ;
2) примененном химически активных присадок к маслам, реаги-
рующих с поверхностями металлов;
3) нанесением покрытий из мягких материалов пониженной проч-
ности;
4) уменьшением температуры по глубине, следствием чего яв-
ляется размягчение поверхностного слоя.
Адсорбционное действие полярно-активных веществ
Молекулы поверхностно-активпых веществ адсорбируются на
металле и оп плотпо покрывается слоем этих молекул, который пред-
охраняет поверхность от непосредственного контакта при трении
и обеспечивает легкое скольжение.
Особенно высокой адсорбционной способностью обладают моле-
кулы жирных кислот, длинные цепи которых присоединяются к ме-
таллу карбоксильной группой. Английский физик Гарди установил
связь между молекулярным весом нормальных парафинов, спиртов
и жирных кислот и коэффициентом трения поверхностей, покрытых
их пленками. Наиболее высокий коэффициент трения имеют непо-
лярные парафины, а наименьший получен при смазке жирными
кислотами. На основании опытов им выведена формула для коэф-
фициента трения покоя:
f=A — Bn1, (81)
где А — коэффициент, зависящий от природы трущихся тел гомо-
логического ряда;
В — константа,. также зависящая от природы гомологического
ряда;
nt — число атомов углерода в молекуле.
Если известен коэффициент трения покоя при граничной смазке
стекла по стеклу /1Л и стали по стали /2,2> то коэффициент трения
стекла по стали /}>2 может быть вычислен по формуле
Л,2 = t — • (82)
Это соотношение получено также Томлинсоном и для несмазан-
ных поверхностей.
52
Уменьшение трения под воздействием полярно-активных сма-
зочных сред обусловлено следующими тремя факторами:
1) образованием граничных фаз, облегчающих скольжение теж
одного по другому (Б. В. Дерягин);
2) пластифицирующим действием на поверхностные слои металла
(П. А. Ребипдер);
3) механическим разделением поверхностей, уменьшающим пло-
щадь контакта твердых поверхностей, что препятствует их схваты-
ванию (Ф. П. Боуден).
Граничные пленки в широком диапазоне нагрузок полностью
подчиняются закону Амонтона: коэффициент трения не зависит от
нагрузки. Исключение представляют случаи очень малых нагрузок
и большой площади фактического контакта, при которых сказы-
вается атомарное и молекулярное взаимодействие между поверхно-
стями. В этих случаях для граничных пленок справедлив двучлен-
ный закон трения [7]:
/ = /i (Р + Ро)> (83)
где /1 — «истинный» коэффициент трения (по Б. В. Дерягину);
р — фактическое давление;
Ро — удельная сила прилипания.
Этот закон подтвержден опытами [9] (фиг. 28). При увеличении
числа молекулярных слоев смазки до определенного предела (в дан-
ном случае приблизительно до девяти) трение уменьшается, даль-
нейшее увеличение числа молекулярных слоев не оказывает ника-
кого влияния па силу трепия.
При прорыве граничной пленки эта зависимость нарушается,
трение происходит при смешанном контакте и коэффициент трения
с увеличением нагрузки переходит через максимальное значение.
Большое значение имеет число молекулярных слоев в отношении
стойкости пленок па поверхностях при трении скольжения. На
фиг. 29 приведена зависимость коэффициента трения от числа мо-
лекулярных слоев стеариновой кислоты [21 ].
Переход от планового скольжения к прерывистому зависит от
стойкости граничных слоев смазки. Для неполярных углеводородов
(кетонов, спиртов и амидов) переход к скачкообразному трению
происходит тогда, когда температура поверхностей достигает точки
плавления этих веществ [24]. При плавлении кислот и эфиров
ориентация, молекул на них не нарушается, поэтому при темпера-
туре плавления этих веществ переход к скачкообразному трению
не наблюдается. Для низкомолекулярных кислот плавнее сколь-
жение сохраняется до высокой температуры вследствие того, что
они способны давать стойкие химические соединения с металлом.
При граничном трении при малых скоростях трение возрастает
или падает, при больших скоростях оно не зависит от скорости.
Последнее иллюстрируется опытами, приведенными на четьтрсх-
53
шариковой машине при очень малых скоростях для вазелинового масла
с добавками жирных кислот: олеиновой и стеариновой (фиг. 30) [17].
Фиг. 29. Износ молекулярных пленок
стеариновой кислоты на поверхности
из нержавеющей стали:
I — один слой; .? — три слоя; 3 — девять
слоев; 4 — 53 слон
Фиг. 28. Зависимость удельной силы
трения т от удельной нагрузки р для
пары парафип — стоило при смазке
мультимолскулярними слоями каль-
циевого мыла:
• — одип слой; О — три слоя;
О —И слоев; х — 31 слой; V — 61 слой.
Процесс адсорбции пленки на поверхности имеет так называемый
латентный период, в течение которого происходит переориентация
екольжеппя v при испытании масел ца чстырехшариковой
машине КТ-2 ИМАШ:
1 — вазелиновое масло 4-0,1 % стеариповой кислоты; 2 — то же 4- 1 %
олеиновой кислоты.
молекул, обеспечивающая их наиболее плотную упаковку. В связи
с этим время выдержки пленки на поверхности до определенного
предела приводит к снижению коэффициента трения.
Химически активные (противозадирные) присадки к маслам
Прочность граничных (мономолекулярпых) слоев смазки близка
к прочности материалов трущихся поверхностей. Защитное дейст-
вие масляной пленки не определяется ее прочностными свойствами.
54
Доказано, что свойством, лимитирующим работоспособность или
«грузоподъемность» масляной пленки в условиях граничного трепия,
является ее теплостойкость, так как нарушение масляной пленки
происходит в результате ее десорбции под воздействием высоких
температур трения на микроконтактах. Для устранения этого явле-
ния служат присадки, добавляемые к маслам. Присадки, входя в ре-
акцию с поверхностью металла под воздействием высоких температур
трения, дают соединения, которые способствуют уменьшению тре-
ния и износа и предотвращают заедание поверхностей. Эти соеди-
нения должны обладать пониженной прочностью посравпепию с проч-
ностью основного металла и повышенной пластичностью, что спо-
собствует легкому разрушению пли оттеснению поверхностного слоя.
Заедание является достаточно распространенным случаем пов-
реждения тяжело нагруженных прямозубых и косозубых шестерен,
вследствие чего применение противозадирных присадок к маслам
для смазки шестерен является желательным. Эксплуатация гипоид-
ных передач просто невозможна без применения масел с сильными
противозадирными присадками.
В числе таких химически действующих противозадирных при-
садок к маслам применяются следующие соединения [19]:
1) органические соединения серы:
2) органические соединения хлора;
3) органические соединения фосфора;
4) соединения металлов (например, свинцовые мыла, окисные
и сернистые соединения молибдена и вольфрама, дитиофосфаты цинка
и пр.);
5) различные сочетания указанных выше соединений между собой.
Задача правильного подбора присадки заключается в том, чтобы
последняя приобретала активность только под действием контактных
температур трепия, вступая в реакцию па площадках реального
касания. В то же время присадка не должна быть агрессивной по
отношению к металлу при умеренных температурах, т. е. не должна
вызывать коррозию поверхностей.
Указанное выше температурно-избирательное действие противо-
задирных присадок определяется характером соединений. Наиболее
благоприятный диапазон температур, при которых присадка всту-
пает в реакцию с .металлом, составляет 150—250°. В этом диапазоне
исключается возможность возникновения коррозии поверхностей
детален, погруженных в масло, так как объемная температура масла
при смазке тяжело нагруженных зубчатых передач не превышает
150°. В то же время это обеспечивает реакционную способность при-
садки на поверхностях контакта [4].
Из перечисленных ранее типов противозадирных присадок наи-
большей способностью снижать трение обладают фосфорорганиче-
ские соединения, как обеспечивающие химическое полирование по-
верхностей. Однако наиболее действенными антифрикционными при-
садками к маслам являются полярпо-активные вещества: жирные
масла, животные жиры, эфиры жирных кислот и собственно жирные
55-
кислоты, применение которых не очень желательно, так как они
снижают стабильность смазочных масел.
Антифрикционные присадки к маслам необходимо применять
в подшипниках скольжения (для снижения пускового момента),
в червячных передачах, в направляющих и, наконец, в опорах тек-
стильных машин.
Присадки, содержащие два и более активных элемента, обладают
более высокими противозадирными свойствами, чем присадки с од-
ним активным элементом. В связи с этим для гипоидных передач,
для которых требуется масла с особенно высокими противозадир-
ными свойствами, в настоящее время применяются масла с много-
компонентными присадками, содержащими одновременно соеди-
нения серы, хлора, фосфора и зачастую также цинка.
Плепки покрытий на новерхностях трения
Антифрикционные покрытия па поверхностях трения могут
иметь различный характер. Это могут быть топкие металлические
покрытия, более мягкие, чем основной материал, это могут быть
«сухие смазки», как например, дисульфид молибдена, нанесенный
в виде пасты (подвергнутой спеканию). Такими пленками могут
являться топкие покрытия полимеров; такое же действие оказывают
в ряде случаев пленки окислов.
По сопротивлению изнашиванию твердые пленки невыгодно от-
личаются от плепок жидких смазок. Твердые пленки при нарушении
их в процессе трения не способны восстанавливаться на поверхно-
стях касания, тогда как жидкие плепки, содержащие поверхностно-
активные вещества, легко восстанавливаются на поверхностях ка-
сания адсорбционным путем, так как они окружены смазкой [21).
Тонкие пленки окислов, как правило, понижают коэффициент
трения. Это обусловлено двумя причинами: с одной стороны — по-
гашением сил молекулярного иритяжепия, так как металлические
связи в случае металлов или ионные в случае кристаллов заменяются
в несколько раз меньшими силами вандерваальсовского взаимодей-
ствия; с другой — пониженной прочностью этих хрупких плепок
по сравнению с основным материалом.
В отличие от рассмотренных выше топких плепок, для толстых
пленок окислов по мере увеличения их толщины коэффициент тре-
ния переходит через максимальное значепие-
О ПОДБОРЕ ПАР ТРЕНИЯ
Наиболее важным вопросом инженерной практики является вы-
бор пар материалов, обусловливающих нормальную работу узла
трения в данных условиях. В зависимости от условий работы необ-
ходимо осуществить заданное значение сил трения и во всех случаях
обеспечить минимальный износ.
Интенсивность износа оценивается по потере веса истираемого
тела Jq или по уменьшению высоты истираемой детали J(l.
56
Пользуются следующими формулами [141:
где q — количество (по весу) изношенного вещества;
L — путь скольжения;
h — высота изношенного слоя.
Очевидно, что
Je-Jay, (85)
где у — удельный вес истираемого тела.
Введем понятие весового удельного износа ?.Q, представляющего
собой количество материала q *, отделяемое с фактической поверх-
ности трепия S# при перемещении на диаметр пятна касания I;
<8в>
Очевидно, что q * — ~ (где V — объем материала, внедривше-
гося в коптртело; п — число циклов, приводящих к разрушению
материала: при микрорезании п — 1, при пластическом оттеспепии
п — 10а—10® при упругом деформировании п = 10s—Ю6).
При наличии смазки в условиях .упругого деформирования кон-
тактирующих поверхностей, а также высокоэластичных материа-
лов в условиях сухого трения число циклов п зависит от давления,
действующего на контакте (усталостная кривая Велера).
Окончательно получим
i - h<->' У
In
Линейный удельный износ
= ТГ <87>
Таким образом, удельный износ есть средняя глубина внедре-
ния hCp (средняя толщина частицы износа), отнесенная К диаметру
пятна касания Z и к числу циклов п, приводящих к отделению мате-
риала. Воспользовавшись удельным износом, получим следующее
выражение для интенсивности износа:
Jn - tn . (88)
он
Интенсивность износа выражается произведением удельного из-
носа на коэффициент заполнения номинальной площади .
Очевидно, что
Sgs __ Чц
8н '
где Чн — номинальная удельная нагрузка;
q$ — фактическая удельная нагрузка.
57
Если считать, что цф — Н (где Н — твердость), то получим сле-
дующую формулу:
Ju (89)
т. е. интенсивность износа прямо пропорциональна номиналь-
ной удельной нагрузке и обратно пропорциональна твердости мате-
риала.
Для абразивного изнашивания эта закономерность подтверждена
исследованиями В. Тонна, М. М. Хрущева и М. А. Бабичева.
Английские (Арчард, Христ) и американские (Рабинович) уче-
ные обычно пользуются следующим выражением для оценки износа:
£ — ко j.j ’ (90)
где V — объем изношенного материала;
L — путь скольжения;
Лг — нагрузка;
II — твердость;
Ло — коэффициент пропорциональности.
Очевидно, что ко — th-
Обычно = 1/10, поэтому для оценки вида износа можно
пользоваться следующими значениями г*: при микрорезании о, =
~ 10~1, при пластическом оттеснении = 10-3 4-10~4 и при упругом
-оттеснении = 10-6-г 10~' (в зависимости от контактного напря-
жения).
Вопрос подбора пар является самым неясным и трудным воп-
росом современной теории трения. Тем не менее приведем некоторые
соображения по подбору пар, основанные на молекулярно-механи-
ческой теории трения.
Во-первых, в паре трения пе должно наблюдаться глубинного
вырывания — самого опасного вида изнашивания; во-вторых, внед-
рение должно быть заданной [величины без выцарапывания и ин-
тенсивного разрушения в результате усталостного передеформи-
рования.
Для того чтобы исключить глубинное вырывание, необходимо
обеспечить соблюдение правила положительного градиента. Если
> 0 (где т — сопротивление па срез, z — глубина), то глубинное
вырывание исключено, и разрушения образовавшихся связей лока-
лизуются в зоне, близкой к поверхности раздела двух тел. Именно
этим обстоятельством и обусловлено введение смазочных пленок
между поверхностями трепия. Иначе говоря, образовавшиеся моле-
кулярные п механические связи должны быть менее прочны, чем
-связи в нижележащем слое.
Связи между чистыми, освобожденными от всяких пленок, по-
верхностями металлов (металлические связи) во много раз прочнее,
58
чем связи между пленками окислов или адсорбционными пленками
(связи Вандер Ваальса). Адгезионные связи могут образовываться
лишь в местах истинного контакта, которые для тел, покрытых плен-
ной, всегда меньше, чем для чистых металлов, так как первые хрупки,
вторые пластичны. Кроме того, пленки, несмотря на высокую проч-
ность, легко разрушаются вследствие хрупкости. Поэтому способ-
ность металлов образовывать на поверхностях трепия прочные за-
щитные пленки является весьма важным их свойством, мало изу-
ченным.
Пластическая деформация металла приводит к разрыву пленки,
при этом обнажаются чистые поверхности. В связи с этим металлы
с повышенной пластичностью склонны к схватыванию, одпако по-
вышенная пластичность поверхностных слоев весьма желательна
для целей приработки.
Заслуживает внимания свойство некоторых металлов увеличи-
вать прочность поверхностных слоев по мере приработки за счет
химических и диффузионных процессов, протекающих под дейст-
вием больших температурных градиентов и деформаций. На таких
поверхностях защитная пленка более прочна.
При трении скольжения приходится учитывать пе только исход-
ные свойства металлов, по и те изменения, которые происходят в ма-
териале. Из них наиболее существенным является наклеп в зоне
деформации, приводящий к отрицательному перепаду прочности
и, следовательно, обусловливающий глубинное вырывание. Для
устранения этого явления можно наметить два пути:
1) применение материалов, температура рекристаллизации ко-
торых ниже температуры в узле трения. Однако возникающие при
этом большие пластические деформации могут способствовать схва-
тыванию. Чтобы избежать это, надо сочетать непаклепываю-
щийся материал с максимально твердым недеформируемым мате-
риалом;
2) применение двух максимально наклепанных твердых мате-
риалов. Одпако это возможно при предельной жесткости всего
узла.
Таким образом, для устранения глубинного вырывания при
молекулярном взаимодействии металлов необходимо наличие пленок
па поверхности трепия, а при отсутствии их для предотвращения
аварии надо правильно подбирать трущуюся пару, а имеппо:
1) сочетать весьма твердый металл с мягким, имеющим темпера-
туру рекристаллизации пижо температуры в узле трения;
2) применять два весьма твердых пепластичяых металла;
3) сочетать металл с неметаллом (пластмасса, графит и др.).
Для антифрикционных узлов трепия при механическом взаимо-
действии материалов, в частности, при механическом их внедрении,
следует использовать весьма твердый гладкий материал в паре с мяг-
ким. Это предотвращает возможность их взаимного внедрения.
Во фрикционных узлах, наоборот, необходимо обеспечить
взаимное внедрение неровностей контактирующих поверхностей
59
в пределах упругости или в пределах, обусловливающих псредеформи-
рование материала без его разрушения. К фрикционным материалам
предъявляются, таким образом, требования, связанные с наличием
у них упругости и вязкости.
При подборе пар трепия большое значение имеет взаимная при-
рабатываемость поверхностей, которая дает возможность избежать
высоких локальных давлений па вершинах неровностей. Эти локаль-
ные давления приводят, как правило, к глубинному вырыванию,
так как вызывают нарушение
пленки в результате механического
воздействия или из-за высокой
Овратные г>арь>
\р
Фиг. 31. Прямые п‘'обратпые пары.
температуры.
Прирабатываемость оценивает-
ся по способности поверхностных
слоев материала увеличивать кон-
тактную площадь при деформации
и, следовательно, уменьшать дав-
ление.
Таким образом, наиболее су-
щественными являются следую-
щие свойства материалов:
1) способность противостоять
глубинному вырыванию;
2) способность противосто-
ять внедрению (для антифрик-
ционных материалов) и разру-
шению при достаточном внедрении
(для фрикционных материалов).
3) способность прирабаты-
ваться.
Интенсивность изнашивания может быть уменьшена не только
путем рационального выбора материалов, но и путем разумного их
расположения в сочленении. В зависимости от твердости Н и раз-
меров поверхности касания SH по предложению Д. Н. Гаркунова
целесообразно различать следующие условия расположения мате-
риалов:
1) Sni<Sn2-,
2)ЯХ<Я2; SHi>SH2>
Первый случай соответствует скольжению более твердой детали,
имеющей меньшую номинальную поверхность касания, по детали
с мепыпей твердостью, но с большей поверхностью касания. Такое
расположение тел при трепни будем называть условно «прямой па-
рой», противоположное расположение — «обратной парой трения».
На фиг. 31 изображены прямые и обратные пары при поступа-
тельном и вращательном движении.
При равных условиях сила трения и повреждение поверхностей
у обратной пары меньше, чем у прямой 15].
60
При движении твердого материала по неподвижному мягкому
(прямые пары) происходит интенсивная пластическая деформация,
приводящая к увеличению номинальной и фактической площадей
контакта, что обусловливает менее выгодные условия трепия, чем
в случае обратных пар. Наиболее выгодным расположением металлов
является обратная пара, когда сравнительно мягкая поверхность
с меньшей площадью трения скользит по более твердой поверхности.
При расположении материалов в узле трения всегда следует учи-
тывать обеспечение прочности узла, технологичности конструкции
и экономический эффект в зависимости от характера расположения
материалов.
О МЕТОДИКЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ ТРЕНИЯ
Лабораторные определения коэффициента трения на образцах
часто приводят к неправильным результатам, так как они строятся
па грубом допущении, заключающемся в том, что на коэффициент
трения влияет только природа коптактируемых тел. В действитель-
ности коэффициент трепия зависит от многих факторов, подробно
описанных в предыдущих разделах книги.
Наиболее правильным было бы определение коэффициента трепия
любых пар путем измерения сил трения и давлений непосредственно
на реальном объекте. Современная техника измерений располагает
нужными для этой цели методами и приборами (тензометры, осцил-
лографы, пьезодатчики и т. п.). Однако часто приходится модели-
ровать условия трения и изнашивания и определять коэффициенты
трения в лабораториях.
Для трения и износа, как было отмечено в предыдущих
разделах, большое значение имеет:
а) взаимодействие поверхностей (молекулярное и механическое);
б) физические и химические изменения материала;
в) разрушение контактирующих элементов.
Изучение влияния па трепие различных факторов (нагрузки,
скорости деформирования, окружающей среды, температуры и пр.)
показало, что при достаточно больших скоростях скольжения, при
которых температура на поверхностях достигает 100—200° и выше,
наиболее важным фактором является температура.
Температура обусловливает характер изменений, протекающих
на поверхностях трения. Повышение температуры приводит к обра-
зованию различных пленок-окислов и химических соединений, к сго-
ранию масляных пленок, диффузионным процессам и т. п., в резуль-
тате чего может измениться характер взаимодействия трущихся по-
верхностей.
Внешними факторами, определяющими температуру трения,
являются скорость скольжения и нагрузка. Нагрузка влияет в мень-
шей степени, так как касание поверхностей дискретно и возрастание
нагрузки связано в основном с увеличением числа контактирующих
пятен и лишь частично с увеличением напряжения в каждом из них.
61
При моделировании условий трения в лаборатории необходимо
по возможности сохранить:
1) скорости скольжения реальной пары;
2) удельные давления реальной пары;
3) отношение контурной площади касапия к общей площади тре-
ния (коэффициент взаимного перекрытия);
4) перепад температуры в поверхностном слое;
5) окружающую среду реальной пары.
Градиент температуры до известной степени можно регулировать
изменением размера поверхности теплоотдачи и коэффициента тепло-
отдачи. Последнее в лабораторных условиях легко достигается об-
дувом образцов струей воздуха, охлаждением водой, обмазкой бо-
ковых поверхностей теплоизоляционным материалом, применением
электроподогрева и т. п.
При моделировании применительно к нестационарному тепловому
режиму необходим дополнительный учет ряда факторов, делающих
весьма трудным соблюдение условий моделирования.
Необходимо моделирование жесткости узла трения (характер
закрепления трущихся поверхностей), так как жесткость влияет на
взаимное прилегание поверхностей, обусловливающее величину
взаимного касания.
Часто для определения силы трепия скольжения применяют ме-
тод «выбега», по которому величина силы трения определяется по
времени, затрачиваемому для полной остановки системы, имеющей
некоторую заданную начальную скорость. Этот метод нельзя счи-
тать правильным по двум причинам. Во-первых, он справедлив только-
в том случае, если коэффициент трения по зависит от скорости сколь-
жения, что практически наблюдается очень редко; во-вторых, если
реальпый узел работает в другом скоростном режиме, то значение
коэффициента трения, полученное методом выбега, по будет совпа-
дать со значением коэффициента трепия в реальном узле.
В случае скольжения при малых скоростях температурный ре-
жем пе имеет решающего значения. Однако по-прежнему необхо-
димо, чтобы коэффициент взаимного перекрытия, удельное давление
и жесткость узла соответствовали натуре. При малых скоростях
затруднена приработка трущейся пары. Поэтому необходимо, чтобы
поверхности трепия были предварительно приработаны и имели
такую же шероховатость, как в реальных условиях.
В случае трения покоя при определении коэффициента тренпя
надо учитывать влияние других факторов, а именно: продолжитель-
ности неподвижного контакта и скорости приложения нагрузки.
Незначительные перемещения поверхностей, наблюдающиеся при
трении покоя, заставляют особенно тщательно относиться к очистке
этих поверхностей удалять с них различные случайные пленки и со-
хранять нужную степень их загрязненности. Случайные плепки уда-
ляют промывкой поверхностей бензином, бензолом, четыреххлори-
стым углеродом и другими жирорастворяющими веществами и по-
следовательным натиранием их мелкодисперсной угольной пылыо-
«2
(метод Ахматова). Следы угля затем удаляют беззольным фильтром.
Необходимое загрязнение очищенных поверхностей достигается на-
тиранием их соответствующим контртелом при небольших скоростях.
Как показывает опыт, первые 15—20 определений пе следует
учитывать, так как коэффициент трения достигает устойчивого зна-
чения лишь после 15—20 определений.
При выборе размера образцов применительно к трем видам ис-
пытаний (трепие покоя, трение скольжения при малых скоростях
и трепие скольжения при больших скоростях) следует учитывать,
что коэффициент трения зависит от номинального размера поверх-
ности примерно в степени 1/в.
Эта зависимость оказывается заметной в зоне малых размеров
поверхностей, поэтому, чтобы избежать влияния размера поверх-
ности, вести испытания следует мри достаточно больших площадях
касания.
В том случае, если в' реальном узле контактирование осуще-
ствляется в точке или по линии, то на приборе необходимо сохранять,
те же условия контактирования.
ГЛАВА II
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ
ТРЕНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ МЕТАЛЛОВ
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ РЕЗАНИЕМ
Влияние геометрии резца на коэффициент трения при резании
показано на фиг. 32 и 33. Данные получены посредством измерения
составляющих усилия резания трехкомпонентпым динамометром
при свободном косоугольном резании1 стали 40 при снятии стружки
разной толщины [1Q1- Коэффициент трения возрастает с увеличением
угла наклона главной режущей кромки А и предельного угла у, при-
чем с увеличением толщины стружки коэффициент трепия умень-
шается.
Фиг. 32. Влияние угла наклона глав-
ной режущей кромки X на коэффи-
циент трения f при снятии стружки
разной толщины а.
Фиг. 33. Влияние переднего угла
резца у па коэффициент трения / при
снятии стружки разной толщины а.
Влияние удельной нагрузки на передней грани резца па коэффи-
циент трепия изображено на фиг. 34 и 35 [10L С увеличением
давления па переднюю грань резца коэффициент трепия монотонно
уменьшается.
1 Наиболее точным методом определения коэффициента трения при реза-
нии является метод косоугольного свободного резания, позволяющий учесть
силы, действующие на переднюю и заднюю грани.
64
В табл. 13 [И] приведены данные, характеризующие влияние
скорости резания на коэффициент трепия при свободном резания
металлов.
Фиг. 34. Влияние удельной нагруз-
ки на передней грани резца
на коэффициент трения /.
Фиг. 35. Влияние удельной нагрузки
?.v на передней грани резца па коэффи-
циент трения f ири различных углах на-
клона глазной режущей кромки 1.
Таблица 13
Зависимость коэффициента трения от скорости резания
У0 V В м;мин Коэффициент трения
Свинец Медь Железо Сталь 20Х Сталь 1Х18П9Т
0,002 1,08 0.59 0,60 0,55 0,70
*)Л 0,01 1,11 0,64 0,65 0,60 , - 1
0,05 1,12 ' 0,70 0,70 0,65 —
0,2 1,11 0,74 0,75 0,72 0.70
0,002 1,04 0,51 0,69 0,69 1,03
/Л 0,01 1,09 0,65 0,83 0,79 1,03
4и 0,05 1,15 0,80 0,96 0,87 1,03
0.2 1,29 0,88 1,03 0,95 1.03
Примечание, металл обрабатывался резцом из быстрорежущей стали. Толщина
стружки а = 0,147
Скорость резания значительно влияет на коэффициент трепия,
причем во всех случаях, за исключением резания свинца, коэффи-
циент трения переходит через максимум, на положение которого
влияет величина подачи (фиг. 36—45).
5 Заказ 90.
65
Фиг. 36. Зависимость коэффициента трепия / от
скорости резадия » в случае несвободного резания
стали 40 при глубине резаппя 4 мм и различных
подачах S [11].
0,70
0.60
0.50
0X5
0X0
0,35
0,30
20
3= 0,71мм/об
30 1,0 5060 80 100 100 200 Vh/muh
Фиг. 37. Зависимость коэффициента трения / от
скорости резания v в случае свободного резания
стали 40 при струяже шириной 5 мм и различ-
ных подачах S [11].
Фиг. 38. Зависимость коэффициента трения /
от скорости резаиия v стали 20 X (Й13 135)
резцом из твердого сплава при а — 0_,23 мм
Фиг. 39. Зависимость коэффициента трения / от
скорости резания v ври свободном резании
< свинца резцом из стали Р18, глубина резания •
8 мм при 8 — 0,13 и 0,25 мм!об [22].
Фиг. 40. Зависимость коэффициента трения /
от скорости резания v при свободном реза-
нии алюминия резцом из стали Р18; у= 20°
[22].
Фиг. 41. Влияние скорости резания у красной меди
на коэффициент трения / при толщине стружки
а = 0,16 мм.
Фиг. 42. Влияние скорости резания v стали 35
на коэффициент трения / при толщине стружки
а = 0,27 мм.
Фпг. 43. Влияние скорости резания v стали па
коэффициент трения / при толщине стружки
а = 0,19 мм.
!
Фиг. 44. Влияние скорости резания устали ЗОХГСА
па коэффициент трепия / при толщине стружки
а — 0.27 мм.
Фиг. 45. Влияние скорости резания v стали
ЗОХГСА на коэффициент трения / при толщине
стружки а = 0,17 мм.
Фиг. 46. Зависимость коэффициента
трения / от температуры 0 прп свобод-
ном резании стали 40. Верхняя кри-
вая приведена с учетом изменения
переднего угла вследствие нароста,
нижняя — без учета нароста.
Фиг. 47. Зависимость коэффициента
трения / от температуры 9 при
несвободном резании различных ста-
лей (резец из сплава Т15К6; у =
= 10°; X — 0°); рассчитано без уче-
та нароста:
1 — сталь 1Х18Н9Т; 3 — сталь 40; 3 —
сталь 50; 4—егзмь 30; 5 — сталь
35X3MH; е — сталь 2X13.
Фиг. 48. Зависимость коэффициента
трения / от температуры 0 при
резании стали ШХ15 (резец из твер-
дого сплава, глубина резания 2 .м.м;
у=0°), рассчитано без учета нароста.
На фиг. 46—48 показаны зависимости коэффициента трепия от
температуры контакта стружки с передней гранью резца [11], [22].
Температура измерялась методом естественных термопар. Как видно
из приведенных кривых, с увеличением температуры коэффициент
трепия переходит через максимальное значение. Если учитывать
изменения геометрии резца вследствие образования нароста, то
максимум коэффициента трения соответствует температуре около
600°.
Изменение коэффициента трения для различных металлов в за-
висимости от толщины стружки приведены на фиг. 49—52 (измере-
Фиг. 55. Влияние среды на коэф-
фициент трения f при свободном
прямоугольном реэапии стали 45
с различной подачей S (резец из
стали Р18 твердостью HRC 63—
65, у= 20°; а— 3°, v =0,7 .и'лши):
I — воздух; 2 — веретенное масло; а—
вода; 4 - содо-мыльный раствор; 5 —
окисленный керосин; в — олеиновая
кислота в керосине; 1 — олифа; з —
четыреххлористый углерод.
f
o.s
я.и
ОЬ
п:>
Фиг. 54. Влияние скорости резания v на
коэффициент трения / при свободном
прямоугольном резании стали 45 в различ-
ных средах (резец из сплава ВК8, у = 40°;
а = 8°; S = 0,1 мм/об)'.
I - - воздух; 2 — веретенное масло; 3 — вода;
; ! - хлороформ; 5 — четыреххпористый угле-
род.
ния проводил Т. М. Гордон с помощью месдозы, встроенной в резец)
и в табл. 14, где данные получены путем измерения трехкомпопепт-
пым динамометром [11].
В табл. 15 приведены коэффициенты трения при свободном реза-
нии металлов в воде в зависимости от толщины стружки и переднего
угла резца, в табл. 16 — при свободном резании стали 20Х в воде
в зависимости от скорости резания и толщины стружки [И ].
Среда, в которой происходит резание, в значительной степени
влияет на коэффициент трения при невысоких скоростях резания.
С увеличением скорости эффект действия среды сглаживается (фиг.
53-55) [1].
Из фиг. 56 видно, что активная среда (вода, хлороформ, четырех-
хдористый углерод) на коэффициент трепия влияет в большей сте-
црда, чем материал резца [11, [2].
70
Таблица 14
Зависимость коэффициента трения от толщины стружки
Обрабатываемый материал Толщина стружки а в мм
0,06 0,1 0,14 0,18 0,22
При у =20°
Свипсц 1,25 1,15 1,11 1,08 1,05
Медь 0,79 0,78 0,76 0,75 0,74
Железо 0,75 0,73 0,72 0,71 0,70
Сталь 10 0,94 0,74 0,73 0,72 0,72
» 20Х 0,75 0,73 0,72 0,72 0,71
» IXI8II9T .... 0,72 0,71 0,70 0,68 0,67
При у =40°
Свинец 1,55 1,41 1,35 1,27 1,24
Медь 0,86 0,85 0,85 0,85 0,85
Железо 1,04 1,06 1,06 1,07 1,06
Сталь 10 1,02 1,01 1,01 1,01 1,01
» 20Х 0,96 0,95 0,95 0,95 0,96
» IXI8H9T .... 1,06 1,05 1,05 1,04 1,04
Таблица 15
Коэффициенты трения при свободном резании металлов в воде
в зависимости от толщины стружки и переднего угла резца [11]
Обрабатываемый материал у = 20° у = 40°
ю tft т © 1 •Л» о II 0 1 «) С'З о 1 I ' а =0,0575 мм 1 о II 0 о о м о В е
Свинец 0,65 0,65 0,66 0,56 0,57 0,55
Медь 0,59 0,65 0,66 0,70 0,68 0,70
Железо 0,37 0,40 0,41 0,63 0,60 0,54
Сталь 10 0,36 0,33 0,34 — — —
» 20Х 0,36 0.36 0,36 0,52 0,54 0,54
» 1X13 0,50 0,51 0,51 0,61 0,64 0,66
» 4X13 0,37 0,38 0,37 0,58 0,54 0,64
ЛЮТ 0,47 0,47 0,35 0,58 0,62 0,60
» XI8II25C2 0,64 0,65 0,67 — —.
Примечание. В опытах воспроизводилось свободное'резаиие резцом из быстро-
режущей стали со скоростью ®= 0.2 лс;.нин.
71
Таблица 16
Коэффициенты треиия при резапии стали 20Х в воде
Скорость резания В MjMUH Коэффициент трения Скорость резания В .Н/ЛШН Коэффициент трения
а — 0,0575 .«.и с, = 0,147 Л<Л» а ~ 0,0575 мм а = 0.147 мм
0,03 0.36 0,36 1,0 0,36 0,36
0.1 0,36 0,36 2,0 0,36 0,38
0,5 0,36 0,36 4,0 0,36 0,69
В табл. 17 приведены коэффициенты трения при резапии с низ-
кими скоростями в различных средах [2].
С увеличением переднего угла резца у коэффициент трепия воз-
растает (табл. 18).
Фиг. 56. Влияние скорости резания о на коэф-
фициент трения / при резапии в различных сре-
дах резцом из сплава Т5К10 (штриховые линии)
и сплава ВК8 (сплошные линии):
1 — воздух; 2 — масло; г — вода; 4 — хлороформ;
5 — четыреххлористый углерод.
Влияние качества поверхности передней грани резца на коэффи-
циент трения при резании изображено на фиг. 57 [111.
Фиг. 57. Влияние шероховатости /гтах поверхности передней грани
резца па коэффициент трения / при резании с различными скоро-
стями (резцы из быстрорежущей стали, HRC 64—67; у = 20е):
1 — снорость 0,7 м/мин; 2—скорость 0,0& м/мин; 3—скорость 0,002 .иДиин.
72
Таблица 17
Коэффициент трения при резании материалов в различных средах
Среда Скорость реванш! В М) мин Обрабатываемый материал
Красная медь Желсво- армко Сталь 15 Сталь ЭИ69 Сталь ЭИ434
Азот 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,54 0,58 0,58 0,57 0,65 0,76 0,57 0,63 0,71 0,67 0,67 0,67 0,67 0,71 0,70 0,70 0,70
Воздух 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,41 0,45 0,56 0,57 0,499 0,57 0,61 0,73 0,51 0,54 0,58 0,61 0,58 0,56 0,62 0,66 0,59 0,59 0,64 0,70
Вода 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,45 0,50 0,50 0,48 0,38 0,38 0,38 0,38 0,43 0,43 0,43 0,43 0,60 0,57 0,60 0,63 0,59 0,59 0.59 0,59
Веретенное масло 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,35 0,35 0,38 0,45 0,51 ' 0,51 0,52 0,52 0,55 0,55 0,58 0,59 0,56 0,59 0,60 0,61 0,57 0.58 0,63 0,66
Техниче- ский керосин 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,44 0,44 0,44 0,44 0,54 0,55 0,62 0,64 0,57 0,57 0,59 0,59 0,57 0,60 0,60 0,58 0,58 0,60 0,63
Скипидар 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,41 0,41 0,43 0,44 0,50 0,50 0,50 0,50 0,51 0,51 0,51 0,51 0,54 0,54 0,60 0,60 0,57 0,57 0,59 0,60
25% оле- иновой кислоты +75% керо- сина 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,35 0,35 0,35 0,35 0,33 0,33 0,37 0,44 0,37 0,37 0,41 0,42 0,43 0,44 0,48 0,59 0,69 0,47 0,49 0,53
Четырех- хлористый углерод 0,0025 0,02 0,10 0,25 0,16 0,16 0,16 0,16 0,09 0,09 0,09 0,09 0,17 0,17 0,17 0,17 0.35 0.35 0,35 0,35 0,28 0,33 0,47 0,53
Примечание. Материал резца —сталь Р18; метром. намерение проводилось динамо-
7а
Таблица 18
Влияние скорости резаиия и переднего угла на коэффициент трения
ири обработке стали 45 в различных средах [2J
Среда Скорости резания В ЛС/ЛШН У = 10° у = 20° У = 80° V = 40°
2,5 0,37 0,70 0,70 0,79
4,5 0,45 0,70 0,75 0,95
Воздух 8,0 10,0 0,45 0,70 0,78 1,08 1,14
12,0 — — 0,84
15,0 0,45 0,70 0,87 1,22
2,5 0,34 0,42 0,61 0,69
4,5 0,38 0,51 0,65 0,80
Вода 8,0 10,0 0,39 0,56 0,75 0,95
12,0 — 0,61 0,77 — ч
15,0 0,41 — 0,80 1,17
2,5 0,30 0,37 0,45 0,48
Четырех- 4,5 0,33 0,40 0,53 0,62
хлористый 8,0 0,34 — 0,69 —
углерод 10,0 — — — 0,91
12,0 — 0,49 0,73 —»
15,0 0,37 0,54 0,74 1,12
Примечание. Материал резца — сталь Р18; измерения производились двухком-
понентным динамометром.
Выводы
1. С уменьшением давления па переднюю грань резца коэффициент
трения возрастает. Это можно видеть из следующей формулы:
где аир— константы трения (см. гл. I);
«S’fis — фактическая площадь контакта, зависящая от нагрузки
ZejTV®, где х < 1.
При уменьшении нагрузки N коэффициент трения увеличивается.
2. С увеличением углов Л и у коэффициент трения при резании
возрастает вследствие того, что увеличение площади контакта между
передней гранью резца и стружкой приводит к уменьшению удельной
нагрузки.
3. С повышением скорости резания коэффициент трения перехо-
дит через максимальное значение, величина которого, так же как
и величина скорости резания, соответствующая максимуму коэффи-
74
циента трения, зависит от материала детали и резца и геометрии
последнего. Согласно гипотезе Розенберга — Еремина влияние ско-
рости резания на коэффициент трения объясняется изменением
температуры трения.
4. Коэффициент трения при резании не зависит от подачи.
5. С увеличением толщины стружки повышается давление па
переднюю грань, поэтому толщина стружки может различно влиять
па коэффициент трения: коэффициент трения уменьшается, когда
резание происходит в условиях преобладания адгезионных явлений
по сравнению с механическим зацеплением; коэффициент трения
может оставаться постоянным, пока смазывающая среда не допускает
заедания, и может резко возрасти, когда с увеличением толщины
стружки нагрузка повышается настолько, что произойдет разрушение
смазывающей пленки. При этом каждое сочетание материалов пары
резец — обрабатываемая деталь в совокупности со смазывающей
средой имеет свои пределы нагрузки и скорости, при которых про-
исходит рост коэффициентов трепия. Эти нагрузка и скорость тем
ниже, чем менее эффективна смазывающая среда.
6. При применении смазки коэффициент трепия может умень-
шаться как вследствие химического взаимодействия смазывающей
среды с металлом, так и вследствие адсорбционного эффекта смазки.
В первом случае образование химических соединений в поверхностных
слоях металла облегчает разрушение микросцсплепий контакти-
рующих поверхностей, во втором — адсорбционные пленки из-за
расклинивающего эффекта препятствуют непосредственному кон-
тактированию поверхностей.
G увеличением скорости резания смазывающий эффект среды не
успевает проявиться полностью, поэтому коэффициент трения уве-
личивается. При применении инструмента из твердых сплавов смазка
влияет на коэффициент трепия меньше, чем при обработке резцами
из быстрорежущей стали.
Смазывающс-охлаждающие жидкости действуют сильнее при
обработке чистых металлов, чем при обработке сплавов.
7. При резапии стали 20Х с увеличением шероховатости перед-
ней грани резца коэффициент трения возрастает. При резании стали
20Х в воде неровности на передней грани не влияют на коэффициент
трения. Для других материалов подобных сведений не имеется.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ ПРИ ОБРАБОТКЕ ДАВЛЕНИЕМ
Осаживание
Значения коэффициентов трения при осаживании, полученные
методом конических бойков, приведены в табл. 19. Аналогичные
данные были получены методом бочкообразности [8].
Сопоставление коэффициентов трения, полученных методом
конических бойков и методом бочкообразности (табл. 20), показывает,
что последний метод дает вполне удовлетворительные результаты.
75
Табл и ц а 19-
Коэффициенты сухого трения при осаживании различных металлов
коническими бойками из стали твердостью НВ 650 [9]
Металл Средний коэффициент трепия Угол конуса бойка в град. Среда» в которой производился отжиг Температура । отжига в °C
Цинк 0,39 137 Трансформаторное масло 120
Железо-армко 0,71 100 Вакуум 800
Латунь Л59 0,44 132.5 Подогретый воздух 600
Алюминий 0,97 92 Селитрован ванна 375
Никель 0,32 145 Вакуум 900
Свинец 0,33 143,5 Цилиндровое масло 180
Висмут 0,27 149 Воздух 150
Кадмий 0,24 152 180
Олове 0,18 159 Вода 100
Серебро 0,51 .— —- —
Медь • . . 0,36 140,5 Вакуум 750
» ( * 0,34 142,5 Водород 750
» 0,32 145 Азот 750
» 0.53 124 Воздух 750
» 0,51 126 Окись углерода 750
Следует учитывать, что метод бочкообразности значительно проще-
и менее трудоемок, чем метод конических бойков.
В табл. 21 приведено значение коэффициентов трепия для некото-
рых сталей и дюралюминия при холодном осаживании без смазки в
зависимости от степени обжатия металла. Результаты получены рас-
четом по истинному сопротивлению деформации. Этот метод определе-
ния коэффициента трения является наименее точным.
Таблица 20
Коэффициенты трения нри осаживании, полученные
различными методами [7]
Металл Темпера- тура в °C Состояние поверхности Коэффициент тре- ния, определенный методом
кониче- ских бойков бочкооб- рааиости
Дюралюминий 20 Вез смазки 0.306 0,310
» 20 Смазка эмульсией графита 0,287 0,275
в машинном масле
» 20 Смазка графитом 0,087 0,080
» 400 То же ' 0,194 0,210
Медь 20 Без смазки 0,230 0,240
» 20 Смазка зеленым мылом 0,052 0,060
76
Таблица 21
Коэффициенты трения при холодном осаживании стали и дюралюминия [12]
Обжатие в % Сталь 10 Сталь 45 Сталь ЭИ69 Сталь 40ХПМА Дюралюми- ний
' 10 0,19 0,10 0,14 0,12 0,32
20 0,17 0,15 0,14 0,12 0,33
30 0,17 6.17 0,15 0,12 0,33
40 0,18 0,18 0,18 0,12 0,33
Пользуясь методом конических бойков, А. К. Чертавских и
К. И. Кан [24] получили значения коэффициентов трения при осажи-
вании меди и алюминия бойками из стали твердостью НВ 650 для
случаев применения различных смазок (табл. 22).
В случае толстых окисных пленок с увеличением толщины
последних коэффициент трения обычно возрастает. Это иллюстри-
Таблица 22
Коэффициенты трения при осаживании металлов с различными смазками
Смазка Медь Алюминий
Среднее значе- ние коэффици- ента трения Угол конуса бойка в град. Среднее значе- ние коэффици- I ента трения Угол конуса । бойка в град. '
Вазелиновое маиг> 0,15 163 0,09 170
1%-ный раствор олеиновой кислоты в вазе-
липовом масле 0,07 172 0,05 174
Олеиновая кислота 0,06 173 0,04 175
Технический керосин 0,26 151 0,30 146
Трансформаторное масло 0,15 163 0,14 164
Машинное масло С 0,12 166 0,07 172
Мазут №9 0,11 167 0,04 175
Мазут Ns 10 ... — — 0,07 172
Вода 0,19 158 0,14 164
1%-пын раствор золеного мыла в воде . . . 0,09 170 — —
Зеленое мыло 0,09 170 ' — —
1%-ный раствор натрового мыла (стружка)
в воде —"- — 0,04 175
Триэтаноламин (ITOCH2CH2)3N 0,08 171 0,03 176
1%-ный раствор триэтаноламина в воде . . . •— — 0,03 176
Натровое мыло (стружка) — — 0,03 176
Эмульсия: 1,6% машинного масла С, 8% ни-
трового мыла (стружка), 0,2% олеиновой кисло-
ты, остальное вода 0,10 168 — —•
1%-ный раствор соды в воде 0.27 153 0,24 164
77
руется данными, полученными . методом конических бойков
(табл. 23).
Шероховатость поверхности при осаживании металлов в значи-
тельной степени влияет на коэффициент трения. Чем глаже поверх-
ность, тем меньше коэффициент трения. Это объясняется тем, что на
Таблица 23
Влияние толщины пленки на коэффициент трения при осаживании меди
коническими бойками [24]
Характер поверхности Толщина окисла в цвет окисленных образцов Угол конуса бойка в град. Коэффи- циент трения
Неок исленная медь, отожженная в вакууме Закись меди .... То же Окись меди То же 7 12 0,75 2 К распо-снрепевый Коричнево-бурый Золотисто-коричневый Черно-вороненый 140,5 96 92 103 92 0,36 0,90 0,97 0,79 0,97
гладких поверхностях меньше величина локальных удельных на-
грузок и сохраняется пленка, предотвращающая молекулярное
схватывание.
В табл. 24—26 приведено изменение коэффициентов трения при
возрастании гладкости поверхности, определенных различными
методами.
Таблица 24
Коэффициент трепия при холодном осаживании металлов
между плоскопараллельными плитами [19]
Обработка поверхности Состояние поверхности Коэффициент трения
Мягкая сталь Твердая и полутвердая сталь Дюралюми- ний Медь
Полирование Шлифование Грубая обработка Смазапные Без смазки То же » 0,04-0,10 0,18 0,33 0,40 0,04-0,10 0,2-0,15 0,25 0,40 0,33 0,24 0,50
Коэффициенты трепия, приведенные в табл. 24, определены расче-
том по истиному сопротивлению деформации при осаживании раз-
личных металлов между плоскопараллельными плитами из стали
У8 [17 ]. В опытах без смазки происходит заедание с задиром поверх-
ностей, что характеризуется повышенными коэффициентами трения.
78
Таблица 25
Коэффициент трепия при осаживании дюралюминия
между плоскопараллельными плитами из стали У8 [17]
Обработка поверхности плит Состояние поверхности Коэффициент трения
вдоль направле- ния обработки поперек направле- ния обработки
Строгание’ Без смазки 0,78—0,88 0,91-1,03
Смазанные 0,45-0,47 0,50-0,55
Двойное шлифова- Без смазки 0,51-0,54 0,63-0,71
ние Смазанные 0,21—0,39 0,25-0,44
Таблица 26
Коэффициент трения при осаживании металлов коническими бойками [24]
Обработка поверхности бойков Медь Свинец Алюминий Железо
Шлифование и поли- рование 0,09 0,10 0,3 0,1
Грубая обработка . . 0,4 0,4 0,4 ' 0,32
В табл. 25 те же величины найдены И. М. Павловым методом
смещения плит при осаживании дюралюминия [17 ].
Данные в табл. 26 получены при осаживании металлов кониче-
скими бойками.
G увеличением скорости деформации при осаживании металлов
коэффициент трения уменьшается, что видно из табл. 27, а также пз
данных, приведенных ниже [9]:
Скорость деформации в м/мин . . 0,24 0,04 0,005
Коэффициент трепия t........ 0,22 0,287 0,306
Коэффициент трения при осаживании металлов зависит от темпе-
ратуры. В широком интервале изменения температур, с повышением
температуры коэффициент трепия
переходит через максимальное
значение (фиг. 58) [15].
Влияние температуры на коэф-
фициент трения при осаживании
Фиг. 58. Зависимость коэффициента
трения f от температуры 0 при осажи-
вании железа-армко бойками из хро-
моникелевой стали.
79
Таблица 27
Коэффициент трения при осаживании металлов и сплавов при различной
температуре и скорости деформации (метод конических бойков) [9]
Температура деформаций Углероди- стые стали Алюмини- евые сплавы Магпиевые сплавы Сплавы тяже- лых цветных металлов Жаростойкие цветные ме- таллы и сплавы
«Й 1>2 «1 ®1 ®2
(0,8-0,9) Тпл 0,40 0,35 0,50 0,48 0,40 0,35 0,32 0,30 0,28 0,25
(0,5-0,8) ТПА 0,45 0,40 0,48 0,45 0,38 0,32 0,34 0,32 0,26 0,22
(0,3—0,5) Тпл 0,35 0,30 0,35 0,30 0,32 0,24 0,26 0,24 0,24 0,20
Примечание, в таблице приняты следующие обозначения- Т — температура
плавления в град, абе.; 14—скорость деформации меньше 1 м/сек; uj —скорость де-
формации больше 1 м/сек (ударное воздействие).
дюралюминия характеризуется данными табл. 28. Опыты прово-
дились при различном состоянии осаживаемых поверхностей и скоро-
сти деформации, равной 0,04 .м/сек.
Таблица 28
Влияние температуры па коэффициент трепня при осаживании
дюралюминия [9]
Метод определения коэффициента трепия Состояние поверхности
Без смазки Смазка с эмульсией Смазка графтом
Температура в °C
20 200 300 400 20 200 300 400 20 400 500
Копичес ними бон- ками 0,31 0.32 033 0,34 0,29 0,30 0,31 0,32 0,09 0,15 0,29
Осаживанием до двух степеней сжа- тия 0,31 0,31 0,33 0,34 0,28 0,28 0,30 0,32 0,08 0,21 0,28
Выводы
1. На коэффициент трепия при осаживании влияет наличие пле-
нок на контактирующих поверхностях. При этом следует различать
пленки окислов и адсорбционные поверхностные пленки. Первые
повышают коэффициент трения, вторые снижают его. Обычно в случае
достаточно толстых окисных пленок с увеличением их толщины коэф-
фициент трепия возрастает.
Применяющиеся методы определения коэффициенты трепия дают
при осаживании средние его значения по площади касания. Метод
конических бойков является наиболее чувствительным.
„ 80
2. На трепие при осаживании влияет качество обработки поверх-
ности не только инструмента, но и осаживаемого изделия, причем
с уменьшением шероховатости поверхности того и другого коэффи-
циент трения снижается.
3. Коэффициент трения не зависит от обжатия.
4. G увеличением скорости деформации коэффициент трепия
уменьшается.
5. G повышением температуры образца при осаживании в преде-
лах до 600—700° коэффициент трения растет. При дальнейшем повы-
шении температуры коэффициент трения уменьшается.
6. Наиболее высокие коэффициенты трепия получаются при оса-
живании алюминия и его сплавов. Одпако в этом случае наблю-
дается и наибольший эффект от применения смазок.
Наибольшее спижепие коэффициента трения дают поверхност-
но-активные присадки и малоочищепные нефтепродукты, содержа-
щие поверхностно-активные компоненты.
Прокатка
Влияние нагрузки на коэффициент трения при прокатке образ-
цов с различными покрытиями показано на фиг. 59—61. Данные
получены методом клещевого захвата для различных металлов в зави-
симости от удельной нагрузки [19]. Для покрытий применялись
следующие металлы: 1) свинец (90%); 2) алюминий (92,9%); 3) медь
(99,5%); 4) латунь (62 % Сии 38% Zn); 5) сталь с содержанием 0,05 % С.
Материал прокатывался между чугунными валками диаметром
316 мм твердостью НВ 512.
Опыты проводились без смазки и со смазкой при холодной про-
катке с постоянным обжатием 1,07.
На фиг. 62 показана зависимость коэффициента трепия от твер-
дости при различных покрытиях. Результаты получены методом
клещевого захвата [19]. Как видим, с увеличением твердости по-
крытия коэффициент трения во всех случаях монотонно убывает.
Следует учесть, что фактическая площадь касания, а следова-
тельно, и коэффициент трения обусловлены объемным деформирова-
нием материала, поэтому результаты, полученные для покрытия,
справедливы лишь частично.
Пользуясь величинами углов захвата, полученными различными
авторами, А. А. Пресняков рассчитал коэффициенты трения при про-
катке различных металлов из соотношения / — tga 120].
Горячая прокатка стали ........................... 0,41
» » » 0,45
» » » 0,42
» » красной меди ......................... 0,33
» » латуни............................. 0,29
» » алюминия ............................ 0,27
Холодная прокатка (грубая)........................ 0,17
» » (более тонкая)...................... 0,09—0,1
Ленточная прокатка (топкая)....................... 0,05—0,07
6 Заказ 90.
81
Фиг. 59. Зависимость коэффи-
циента трепия / от удельпой на-
грузки р при прокатке образцов
из различных металлов с алю-
миниевым покрытием.
Фиг. 60. Зависимость коэффициента тре-
ния f от удельной нагрузки р при про-
катке различных металлов с железным
покрытием:
1 — прокатка в сухих валках; г — прокатка
в смазанных валках; з — прокатка наклепан-
ного образца в сухих валках: 4 — то же,
в смазанных валках.
Фиг. 61. Зависимость коэффициента трепия / от цельной нагрузки р для раз-
личных покрытий при прокатке полосы в сухих и смазанных валках:
а — сухие валки; б — смазанные валки; 1 — покрытие алюминием; 2 — покрытие латунью;
3 — покрытие железом; 4 — покрытие медью.
Фиг. 62. Зависимость коэффициента трения
при прокатке от твердости покрытия:
в — алюминиевое покрытие; б — железное покрытие; >. — латунное покрытие; г — медное
понрытие.
82
Влияние смазки на коэффициент трепия при прокатке приведено
в табл. 29. Данные таблицы получены методом измерения давления
па валки при различных обжатиях полосы [6]. Коэффициенты трения
приведены с учетом сплющивания валков. Прокатываемая сталь
(0,08% С, 0,27% Мп;0,015% Р; 0,043% S) — травленая полоса толщи-
ной 4 мм. Материал валков — сталь (0,9% С, 0.31 % Мп, 0,27% Si
0,98% Ст, 0,17% Ni, 0,16% S; Я/?С'64). Поверхность валков шлифо-
ванная по 8-му классу чистоты (Ятах = 14-3 мк)', размеры валков:
D — 127 мм’, I = 500 мм‘, п = 45 об/мин; v — 0,3 м/сек. При про-
катке со смазкой использовался 10%-ный раствор эмульсола в воде.
Таблица 29
Влияние, обжатия н состояния поверхности па коэффициент трения
при холодной прокатке стали [6]
Условия прокатки 8% / /с
Прокатка со смазкой эмульсией и 10 0,41 0.30
керосином 15 0,29 0,21
20 0,19 014
Прокатка всухую 10 0,46 0,35 '
15 0,34 . 0,27
20 ' 0,24 ' 0,18
Примечание. В таблице приняты сисдующпе обозначения: /с — трения с учетом сплющивания валков; е—обжатие. коэффициент
В табл. 30 и 31 приведены данные, характеризующие влияние
состояния поверхности па коэффициент трепия при прокатке стали
с содержанием 0,08% С в тех же условиях тремя различными мето-
дами.
Таблица 30
Влияние смазки на коэффициент трения при прокатке стальных полос1 [6 J
Состояние поверхности Метод угла захвата Метод максимального угла касания
f 7ср / ^ср
Сухие чистые валки Валки, смазанпые ке- 0,14—0,15 0,14 — 0,09
росияом . Валки, смазанные 0,15 0,15 0,05-0,00 0,05
эмульсией 0,13 0,13. 0,05-0,06 0,05
1 Налет продуктов износа на валках может повысить коэффициент трения
при прокатке в сухих валках до 0,25.
6* 83
В табл. 32 и 33 приведены коэффициенты трепия при холодной
прокатке стали с различивши смазками [28]. Пальмовое масло счи-
тается лучшей смазкой при прокатке металлов. Из табл. 32 и 33
Таблица 31
Влияние емазки на коэффициент трепня при прокатке стали1 [5]
Состояние поверхности Метод угла захвата при наклепе в % Метод торможения в валках
при паклене в % при длитель- ной <5уксо- иапии
10 20 30 0 20
Сухие чистые валки Валки, смазанные эмульсией Валки, смазанные моторным маслом . . . 0,136 0,13 0,13 0,131 0.138 0,06 0,05 0,05 0,06 0,1-0,14
Таблиц а 32
Коэффициенты трения при прокатке полосы из отожженной углеродистой
стали с обжатием приблизительно 20% ири применении различных смазок [28].
Условия опыта: лабораторный стан с полированными валками диаметром
101,6 мм; скорость прокатки около 9 .и/мин.
Проход Смазка Коэффици- ент трения
Первый » » Второй Третий Второй Третий Второй » » Третий » Четвертый Третий Четвертый » » Чистая поверхность без смазки Парафиновое масло Масло с присадкой графита Вакуумное масло 546 • То же 40А • Парафиновое масло То же » +5% олеата меди » +3% стеарата натрия » +5% олеата свинца » +5% стеарата свинца Парафиновое масло-|-1 % лауриновой кислоты . . . То жо ... Шелл ЕР6 в ЕР6 Палевое масло 885 фирмы Эссо Масло с присадкой графита Касторовое масло Ланолип • - Экстракт натуральной камфоры 0,085 0,080 0,072 0,070 0,061 0,068 0,060 0,063 0,060 0,058 0,058 0,057 0,052 0,054 0,050 0,053 0,052 0,047 0,045 0,041 0,038
1 Палет продуктов износа на валках может повысить коэффициент тре-
ния при прокатке в сухих валках до 0,25.
84
Таблица 33
Коэффициенты трения при прокатке полосы из отожженного алюминия
при различных смазках [28]
Условия те же, что и в табл. 32
Проход Смазка Коэффици- ент трения
Первый » » » » Второй Третий Второй » Третий Четвертый Третий » » Второй Четвертый Чистая поверхность без смазки Парафиновое масло Пальмовое масло Парафиновое масло+ 1% олеиновой кислоты .... Масло с присадкой графита Чистая поверхность без смазки То же Парафиновое масло Вакуумное масло 546 Пальмовое масло То же Парафиновое масло-|-5% олеата натрия То же -|-5% олеата свинца Касторовое масло Парафиновое масло -{-5% олеата свинца л-0,6% серы Ланолин 0,092 0,081 0,066 0,059 0,055 0,101 0,099 0,087 0,082 0,0С« 0,069 0,059 0,056 0,057 0,049 0,025
видно, что некоторые синтетические материалы обусловливают более
низкие коэффициенты трения, чем пальмовое масло. В частности,
при прокатке алюминия такой смазкой является дестиллатпое масло
на парафиновом основании с добавкой 5% олеата свинца и 0,6%
серы.
Коэффициент трения при
холодном нильгеровании труб
из стали IXI8H9T, по данным
М. Б. Рогова, равен 0,053—
0,0729 и определен по формуле
где 6 — угол наклона обра-
зующей оправки ее
оси;
Рос — измеряемое осевое
Фиг. 63. Зависимость коэффициента
трепия f от окружной скорости v вал-
ков:
1—валки; 2 — насеченные валки.
усилие;
Рв — измеряемая сила, нормальная к поверхностям трубы
и оправки.
На фиг. 63 и 64 показана зависимость коэффициента трения от
окружной скорости валков при захвате стальной полосы [3]. Дан-
ные получены по углу захвата.
На фиг. 65 изображена зависимость коэффициента трения от ско-
рости прокатки свинца с обжатием 50%. Данные получены косвенным
85
методом по величине затрачиваемой работы при установившемся
процессе прокатки [17 ].
Фиг. 64. Зависимость коэффициента
трения f от окружной скорости v
валков в условиях захвата стальной
полосы.
Фиг. 65. Зависимость коэффициента
трения / от скорости и прокатки свин-
ца с обжатием ,50%.
Влияние смазки на коэффициент трения для некоторых металлов
приведено в табл. 34 и 35.
Таблица 34
Влияние смазки на коэффициент трения при холодной прокатке металлов 1 [16]
Материал Беа смазки Смазка
Керосин Минеральное масло
Сталь 10 0,20-0,30 0,15-0,17 0,10-0,13
Медь 0,20-0,25 0,13-0,15 0,10—0,13
Алюминий 0,20-0,30 0,10-0,15 0,08-0,09
Л тунь 0,12-0,15 0.06 0,05
Цинк .... 0,25-0,30 0,12-0,15 —
G увеличением шероховатости поверхности коэффициент трения
при горячей прокатке увеличивается (табл. 36).
В табл. 37 и 38 приведены данные, характеризующие зависимость
коэффициента трения от скорости проскальзывания полосы в валках
и от скорости прокатки. Результаты определялись по опережению
полосы с учетом уширения.
На фиг. 66 и 67 изображены кривые зависимости коэффициента
трения при прокатке стали от скорости проскальзывания и темпе-
ратуры, найденные методом опережения [4].
На фиг. 68 приведена зависимость коэффициента трепия от темпе-
ратуры при прокатке стали и меди. Данные получены методом клеще-
вого (Захвата [17 ]. С повышением температуры коэффициент трения
переходит через максимальное значение.
1 Определялось по давлению металла на валки. Метод неточен.
86
Таблица 35
Влияние смазки па коэффициент трения при холодной прокатке металлов1 (17]
Материал и состояние валков Без смазки Смазка
Топле- ное сало Керо- син ВОСК Ма- шин- ное масло
Травлспый алюминий в шлифованных валках * . . , . 0,212 0,112 0,174 0,089
Травленый алюминий в валках е налип- шим алюминием • 0,247 0,124 0,254 0.215
Травленая латунь в шлифовальных вал- ках * - • 0,109 0,095 0,119 0,095
Травленая латунь в валках с налипшей латунью * . < • 0,116 0,099 0,129 г 0,126
Нетравленая красная медь в шлифо- ванных валках 0,123 0,101 —
Нетрпвленая красная медь в валках с медным налетом 0,141 0,108 — — —
Таблица 36
Влияние шероховатости поверхности на коэффициент трепия при горячей
прокатке металлов 2 [17]
Материал Температура прокатки в ° С Грубошлифоваль- ные валки Валки с развитой сеткой Заяви с налип- шим металлом
Красная медь 750-800 0,269—0,329 0,416—0,420 0,545-0,560
Алюминий • • 400-500 0,227—0,272 0,423—0,466 0,535-0,558
Таблица 37
Зависимость коэффициента трения прп прокатке стали от екорости
проскальзывания полосы в валках при температуре 910—930° [4]
Диаметр валков 80 и 127 мм; прокатываемый материал—-сталь е
содержанием 0,12% С и 0,18% С.
” СК vOKp / VCK ^окр /
0,32 0,37 0,38 0,65 0,85 0,95 4,2 5,6 3,8 6,5 4,5 4,7 0,464 0,358 0,364 0,344 0,284 0,284 1,10 1,20 I 1,30 1,50 2,50 6,5 6,5 4,2 5,9 9/) 0,285 0,284 0,208 0,176 0,137
Примечание. осв— скорость проскальзывания в at/сен; г>0Кр — окружная ско- рость валков в м/сек.
1 Определялось методом угла захвата.
2 Определялось методом клещевого захвата.
87
88
Таблица 38
Влияние скорвети прокатки и температуры па коэффициент трепия етали [4]
Температура в °C Скорость прокатки в м/сек
0,2 0,3-0,5 0,5—1,0 1,0-1,5 1,5-2,5
800 0,53-0,66 0,44-0,49 0,34-0,39 0,29-0,33 0,17-0,20
900 0,50-0,57 0,38- 0,46 0,32-0,37 0,24-0,32 0,17-0,24
1000 0,45-0,54 0,37-0,44 0,28-0,34 0,25-0,29 0,17-0,23
1100 0,41-0,49 0,33-0,38 0,26-0,34 0,26-0,29 0,18-0,23
1200 0,40-0.43 0,32-0,38 0,30-0,34 0,22—0,27 0,18-0,21
Данные фиг. 69, полученные тем же методом торможения полосы
в валках и методом опережения полосы при прокатке, показывают,
что с повышением температуры коэффициент трения уменьшается
m
По данным Экелунда коэффициенты трения при горячей про-
катке стали имеют следующие значения:
Температура в °C............ 900 1000 1100' 1200
Коэффициент трепия.......... 0,60 0,55 0,50 0,45
Экелунд предлагает следующие эмпирические формулы для рас-
чета коэффициента трения в зависимости от температуры при про-
катке стали:
для чугунных валков с закаленной поверхностью
/ — 0,8 (1,05 — 0,0005 £),
где t — температура образца в °C;
для стальпых валков
/ = 1,5 -0,00051,
Эти формулы дают несколько завышенные значения коэффициентов
трепия для установившегося процесса.
И. М, Павлов и Е. С.'Рокотяп на основании опытов по методу
клещевого захвата получили [23]:
/ = 0,55 — 0,000241.
Выводы
1. При выборе расчетных коэффициентов трения при прокатке
следует пользоваться: для момента захвата — коэффициентами тре-
ния, полученными по углу захвата (табл. 30, 31 и 33 и фиг. 63 и 64);
89
для установившегося процесса прокатки — коэффициентами трения,
определенными методом максимального угла касания и методом
торможения в валках клещевым захватом (табл. 30, 31 и 34 и фиг. 59,
62, г, 68 и 69), если нет длительной пробуксовки валков. Все остальные
методы являются неточными и лишь в некоторых случаях могут быть
использованы для анализа качественных зависимостей коэффициен-
тов трения от различных факторов.
2. Коэффициент трепия в момент захвата металла валками выше,
чем в установившемся процессе прокатки.
3. Для прокатки без смазки в случае пластического контакта при
постоянном пределе текучести материала должна соблюдаться незави-
симость коэффициента трения от давления:
где По,2 —' предел текучести материала;
аир — постоянные, связанные с механическими и физическими
характеристиками трущихся пар (см. гл. I).
Кажущееся несоответствие результатов Павлова и Гета этому
закону (фиг. 59—62) — падение коэффициента трепия с ростом
давления — объясняется возрастанием предела текучести неодно-
родного материала с повышением давления на образцы в процессе
испытания.
4. G повышением температуры при горячей прокатке металлов
коэффициент трения сначала растет, затем падает, переходя через
максимальное значение при t = 600 4- 700°.
5. Коэффициент трения при прокатке зависит от состояния
поверхности: он повышается с увеличением слоя окалипы и шерохо-
ватости.
6. Коэффициент трения зависит от скорости прокатки, при
скорости 1—2 м/сек он переходит через максимальное зна-
чение.
7. Не рекомендуется пользоваться эмпирическими количествен-
ными зависимостями коэффициента трения от различных факторов.
8. Наклеп несущественно влияет на коэффициент трепия.
Истечение
Коэффициенты трения при истечении находят по деформации
в зависимости от давления истечения (табл. 39).
Волочение
Зависимость коэффициента трения от обжатия при волочении
проволоки из различных металлов приведена в табл. 40—42.
90
Таблица 39
Коэффициенты трепия при истечении цветных металлов [7]
Металл Темпе- ратура в °C Давление в «Г/мма Коэффици- ент трения Металл Температу- ра в °C Давление в «Г/мм* Коэффиии- ент трения
Медь 900 850 800 750 1,5-1,8 2,0-2,25 2,3-2,5 3,0-3,5 0,1-0,12 0,15-0,18 0,15—0,18 0,18—0,22 Латунь Л59 800-750 780—700 750-700 730-650 1,0 1,3 1,4 1,4 0,15-0,18 0,18-0,21 0,23-0,24 0,25-0,26
Дюралю- мапий 480 450 400 1,5-14 2,0 3,4-3,6 0,33-0,35 0,33 0,25—0,28 Латунь Л62 780 750 700 600 1,0-1,2 1,3—1,4 1,4-1,5 1,6-1,8 0,18-0,20 0,24 0,26 0,28
Латунь Л60 20 1,25 0,20 Латунь Л70 20 1,3-1,5 0,20
Алюминий 20 1,5 0,25-0,28 __ — — —
Таблица 40
Коэффициент трения ври волочении латунной проволоки всухую1
в зависимости от обжатия и угла матрицы [31]
Угол матрицы в град. Обжатие в % Коэффициент трения Угол матрицы в град. Обжатие в % Коэффициент треки я
4 6,6 11,3 14,7 26,7 35,8 0,18 0,09 0,07 0,09 0,05 16 6,4 11,1 . 14,5 26,5 35,7 43,5 51,2 58,5 0,11 0,10 0,06 0,06 0,07 0,06 0,05 0,05
8 6,4 11,1 14,5 26,5 35,7 43,5 51,2 58,7 0,08 0,07 0,07 0,08 0,05 0,06 0,05 0,05
32 6,5 11,2 14,8 26,8 36,0 43,7 51,4 58,8 0,09 0,13 0,07 0,05 0,08 0,05 0,04 0,05
1 Метод вращающейся фильеры.
91
Таблица 41
Зависимость коэффициента трения при волочении латунной проволоки '
от обжатия п утла матрицы со смазкой натровым мылом [27]
Угол матрицы в град. Обжатие в % Коэффициент трения
I II III IV
3,5 13 — — 0.040 0,086
5,5 27 0,060 0,056 0,046 0,068
5,0 37 0,062 0,054 0,040 0,063
6,1 48 0,067 0,060 0,036 0,063
3,0 47 0,044 0,033 0,021 —
4,4 46 0,058 . 0,048 0,030 —
11,0 43 0,120 0,110 0,070 —*
Таблица 42
Влияние обжатия и угла матрицы па коэффициент трения при волочении
латунной проволоки со смазкой натровым мылом [27]
Угол матрицы в град. Обжатие в % Коэффициент трении Среднее значение коэффициента
I II
2,0 3,2 0,080 0,070 0,10
5,2 18,5 0,061 0,052 0,29
4,7 30 0,061 0,044 0,46
5,8 42 0,060 0,039 0,58
3,0 41 0,044 0,027 0,62
4,2 40,5 0,053 0,034 0,59
10,5 37 0,120 0,085 0,54
Ниже приведена зависимость коэффициента трения от обжатия
при волочении всухую латунной проволоки (угол раствора воло-
чильного очка матрицы 16°), полученпая методом вращающейся
фильеры [29 ]:
Обжатие в %
Коэффициент трения
6,4 11,1 14,5 19,8 26,5 35,7 43,5-51,2
0,11 0,10 0,05 0,05 0,06 0,07 0,06 0,05
Как и в табл. 40, материал матрицы — карбид вольфрама.
Матрица отшлифована и отполирована алмазной пылью. Химический
92
состав латунной проволоки: 62,3% Си; 37,7% Zn; 0,0006% РЬ;
0,005% Fe. Проволока термически обработана в соляпой' ванне
с нагревом до 480°.
Как видно из таблиц, коэффициент трепия незначительно изме-
няется с увеличением обжатия, хотя есть и некоторые отклонения
от общего правила.
Коэффициенты трения, приведенные в табл. 41, найдены по
измеряемому усилию волочения и пределу текучести ‘ материала
ег0>2. Волочение отожженной латунной проволоки диаметром 1,61 мм
производилось через неподвижную матрицу из карбида вольфрама.
Скорость волочения 0,0104 м/сек.
В графе I приведены коэффициенты трения, определенные по
формуле
tf.i — <?0,2 /1 Н-----------“7"

где а« — напряжение на выходе из очка;
Ft и Fi — площадь сечения проволоки соответственно до и после
волочения;
а — угол раствора очка матрицы.
В графе II коэффициенты трения определены с учетом упрочнения
проволоки [13], [271; в графе III по формуле
о» = ог0)2 ^1 + / ctg In .
Коэффициенты трения в графе IV получены с учетом потерь на
трение в цилиндрическом участке волочильного очка по формуле
Дч = (Он — рк} (1 — <4й) >
где ри — удельное усилие тяги на цилиндрическом участке очка;
рк — удельное усилие тяги на коническом участке очка;
I — длина цилиндрического участка очка.
Коэффициенты трепия, приведенные в табл. 42, получены мето-
дом обратной тяги и сходны с ранее приведенными данными. Условия
эксперимента те же, что в предыдущем случае. В графе I коэффи-
циенты трения вычислены без учета упрочнения проволоки при
волочении, в графе II — с учетом упрочнения [13], [271.
Из табл. 42—44 видно, что при правильно выбранной смазке
коэффициент трения значительно снижается и что применение
поверхностно-активных смазок более целесообразно, чем действую-
щих химически.
93
В табл. 43 коэффициенты трения определенны по измеряемому
усилию волочения и пределу текучести материала (см. текст к табл.
41 на стр. 93).
Таблица 43
Влияние различных смазок па коэффициент трения при волочении латунной
проволоки * [27]
Угол мат- рицы в 1рад. Обжа- тие в % Смазка Коэффициент трения
I I II
2,8 27,3 Натровое мыло 10%-ный раствор эмульсела в воде Касторовое масло Суспензия графита в масле Гипоидное масло SAE-90** 0,051 0,078 0,087 0,10 0,13 0,042 0,067 0,072 0,088 0,10 0,035 0,049 0,053 0,061 0,068
3,0 47 Натровое мыло 10%-ный раствор эмульсола в воде Касторовое масло Суспензия графита в масле Гипоидное масло SAE-90 . . . 0,044 (0,10) (0,11) 4 0,033 0,064 0,069 0,095 0,105 0,021 0,035 0,036 0,044 0,046
6,1 48 Натровое мыло 10%-ный раствор эмульсола в воде Касторовое масло ...... Суспензия графита в масле Гипоидное масло SAE-90 . . 0,067 0,091 0,098 0,12 0,14 0,060 0,077 0,081 0,096 0,11 0,036 0,046 0,048 0,055 0,061
* Матрица полированная иэ видна, «=0,0104 м/сек. ** Масло SAE-90 содержит хлорированную и осернепную нрпсадку.
На фиг. 70—76 приведены зависимости коэффициента трения от
удельной нагрузки ври волочении стальной проволоки с различными
поверхностными покрытиями и с различными смазками [30]. Хими-
ческий состав стальной проволоки следующий: 0,53% С; 0,19% Si;
0,73% Мп; 0,015% Р; 0,037 % 8; 0,07% Ст; 0,21 % Си; 0,18% Ni. Проч-
ность на разрыв = 100 кГ /ль»а; предел теку честно 012 — 66,4 иГ/ллГ2;
испытание на завивание: па длине 300 мм 33 витка; число изгибов
до разрушения 14; начальный диаметр проволоки 4 мм.
Условия волочения: скорость волочения 0,5 м/сек', температура
комнатная.
94 •
Таблица 44
Коэффициент трения ири волочении стальной и медной
проволоки с различными смазками 1 [32]
Смазка Козффициент трения
Медиан проволока Проволока из нержавею- щей стали
Минеральное масло (вязкость 20 ест при 37,8°) . . Минеральное масло (вязкость 33,5 сап при 100" С) Олеиновая кислота Стеариновзя кислота Парафпп (точка плавления 57 — 58° С) Пчелиный воск (точка плавления 60,5° С) .... Хлорированный нафталин (точка плавления 133-139° С) - Ароклор (вязкость 7 сст ири 100° С) Битум (точка плавления 77° С) Без смазки {с разрушением проволоки) 0,21 0,28 0,23 0,15 0,095 0,086 0,14 0,28 0,49 0,58 0,23 0,29 0,34 010 0,14 0,07 ' 0,19 0,28 0,61
* По метолу измерения усилия волочения через неподвижную матрицу из карбида вольфрама. Диаметр волочильного очка 0.0225 дм, диаметр проволоки 0.025 дм. Скорость волочения 30 см/мин. Перед волочением проволока промывалась ацетоном. Предполагалось, что полное усилие волочения слагается лэ усилия деформации прово- локи без трения и из усилия преодоления трения между проволокой и волочильным очком.
Фиг. 70. Зависимость коэффициента трения / от удельной нагрузки р при воло-
чении стальной проволоки с различными наполнителямиьи жидкими смазочными-
материалами:
а — наполнитель — мел; б — наполнитель — щелочь; А — натровое мыло; 1 — суренцое-
маспо; 2 — масло для протягивания; а — машинное масло; 4 — масло для сверления; s —
керосин; 6 — наполнитель — бура; смазка — сурепное масло.
Волочение производилось через неподвижную матрицу. Коэф-
фициент трепия определялся по формуле
_2_аУ1
]п_^9 \СТ0,2 3 /
J Л J
где р = — удельная сила протягивания, равная работе R, отне-
/ = а
сенной к деформируемому объему V;
Fg — площадь сечения проволоки до волочения;
Fi — площадь сечения проволоки после волочения [30].
95»
Фиг. 71. Зависимость коэффициента
трения / от удельной нагрузки р при
волочении стальной проволоки с раз-
личными наполнителями и конси-
стентными смазками:
А — наполнитель —Умел, смазка — натро-
вое мыло; 1 — мел со смазкой для гру-
бого протягивания; • 2 — щелочь со смаз-
кой для грубого । протягивания; з — бура
со смазкой для грубого протягивания; —
4 — мел соДемазкой для механического
протягивания.
Фиг. 72. Зависимость коэффи-
циента трения / от удельной на-
грузки р при волочении стальном
проволоки в случае добавления
к смазке графита (наполни-
тель — мел):
А —натровое мыло; I — консистент-
ная смазка для механического про-
тягивания; 2 — консистентная смазка
для протягивания с графитом; 3 —
консистентная смазка для тонкого про-
тягивания; 4 — консистентная смазка
с графитом для топкого протягивания.
Фиг. 73. Зависимость коэффициента
трения / от удельной нагрузки р при
волочении стальной проволоки (па-
полпигель — щелочь, смазка — су-
хое мыло);
1 — графитированная поверхность; 2 —
неграфитировапиая поверхность; з — не-
графитированная поверхность, смазка —
сухое мыло в виде грубодисперсного
порошка.
Фиг. 74. Измененпе коэффициента
трепия / от удельной нагрузки
р мри волочении стальной про-
волоки при ‘смазке сухим натро-
вым мылом с различной формой
частиц (наполнитель — мел):
1 — мыло А с игольчатой формой
частиц; 2 — мыло В с игольчатой
формой частиц; з — мыло А в виде
грубого порошка; 4 — мыло А в виде
тонкого порошка.
9(>
Фиг. 75, Зависимость коэффициента
трения / от удельной нагрузки р
при смазке сухим натровым мылом
в виде грубодпспореного порошка
и различных наполнителях:
А — мел; 1 — мел'с поваренной солью;
2 — поваренная ' соль; з — бура;
4 — графит; s — натровое мыло.
Перед волочепяом проволока погружалась в ванну, содержащую
одни пз следующих материалов для нанесения покрытия:
Материал покрытия Температура ванны в °C Весовая часть Число погружений Температура сушки в °C
Мел (известковое мо- локо) Щелочь Бура Бура Поваренная соль . , . Мел и поваренная соль Натровое мыло .... Электрографит .... 50-60 Кипение 80 Почти кипение 20 Сиачал Почти кипение Кипение 5 7 20 .-Насыщен- ный раствор а иокрытие 5 10 с добав- лением 3% NH4OII 2 2 2 2 2 мелом, затем 2 2 140 105-110 105-110 105—110 150 солью Вез подогрева 150-160
Фиг. 76. Коэффициент трепия в зависи-
мости от удельной нагрузки при воло-
чении стальной проволоки с различны-
ми наполнителями и смазками:
А — мел с сухим натровым мылом; I — мел
с электрографитом; 2 — щелочь с электрогра-
фптом; з — бура с электрографитом;
4— «лектрографиг; 5—мел с натуральным гра-
фитом; 6 — мел; 7— щелочь с дисульфидом мо-
либдена; 3— мел,с дисгльфилом молибдена.
I Заказ 90.
97
Цель покрытия — лучшее удержание смазки на поверхности
протягиваемой проволоки. Натровое мыло имеет число омыления
208 мг КОН и pH = 9,3.
В качестве смазок применялись следующие материалы:
Смазочный материал Удельный вес в г/см3 Температура ВС11ЫШ15И в °C Вязкость Кислотность в мг КОН Число омы- ления в мг КОН
В20 В50
Сурепное масло . _ 45,0 177
Минеральное масло + 25% суреп- ного масла . , . , , 0,914 204 17,5 . 0,90 47
То же-|-1% олеиловой кислоты 0,918 219 24,8 4,44 1,5 1,95
Масло для протяжки прутков, смазочный рафинат с 0,5% жирного масла 0,900 164 7,11 0,03 1,1
Масло для обработки резанием, сильно активированное химически 0,920 200 — 3,5 — —
Легкое масло для смазки механиз- мов, работающих при высоких дав- лениях 0,910 240 1,5
Масло для обработки резапием, сильно активированное 0,930 200 — 4,2 — —
Масло для сверления 0,940 220 —— 3,3 — —
То же 0,935 220 —— 3,0 —• —.
Масло для обработки резапием 0,920 190 —- 3,5 — —
На фиг. 71 та же зависимость получена при применении копсис-
тентных смазок. Кривые на фиг. 72 показывают, что при добавке
к смазке электрографита коэффициент трепия снижается, но при
графитизации поверхности он повышается (фиг. 73). Сухое натровое
мыло, примененное в качестве смазки, в большей степени снижает
коэффициент трения по сравнению с другими смазками. Однако,
как видно на фиг. 74, коэффициент трения зависит от диспер-
сности и формы частиц мыла.
На фиг. 75 показана зависимость коэффициента трения от давле-
ния при волочении проволоки с одной смазкой (сухое натровое
мыло) и с различными поверхностными покрытиями. Из этих данных
видно, что наполнители значительно меньше влияют на коэффициент
трения, чем смазки.
Кривые на фиг. 76 характеризуют зависимость коэффициента
трения от давления при волочении стальной проволоки с различными
поверхностными покрытиями при применении твердых смазок.
Кривая А (фиг. 70, б‘, 71 и 72) приведена для сравнения с кривом
коэффициента трения при волочении проволоки с покрытием мелом
и со смазкой сухим мылом. Из кривых видно, что наиболее высокий
коэффициент трения получается при применении в качестве напол-
нителя мела со смазкой натуральным графитом, в то время Kaic смазка
98
электрографитом дает значительно лучшие результаты. Таким
образом, при волочении со смазкой в случае увеличения удельной
нагрузки коэффициент трения возрастает.
В табл. 45 приведены данные но влиянию давления на коэффи-
циент трепия при волочении проволоки всухую. Опыты проводились
методом обратной тяги. Давление на стенки очка не измерялось;
предполагалось, что при волочении твердой проволоки давление на
стенки очка выше, чем при волочении мягкой проволоки. Подготовка
мягкой проволоки: волочение до d — 1,4 мм, затем отжиг и травление
для снятия окалины; затем снятие поверхностных слоев, богатых
медью, топкой наждачной бумагой и удаление посторонних частиц^
полученных в результате полирования, и, наконец, вторичное воло-
чение до размера d — 1,35 мм. Твердая проволока подготовлялась
точно так же, только без отжига.
Таблица 45
Влияние давления на коэффициент трения при волочении
латунной проволоки всухую [27]
Угол матрицы в град. Обжатие в % Условия волочения проволоки Среднее значение коэффи- циента Коэффициент трения 1
I II
3,0 5,5 22 23 Твердая проволока (большое давление) Мягкая проволока (малое давление), Твердая проволока (большое давление) Мягкая проволока (малое давление) 0,45 0,38 0,39 0,36 0,073 0,048 , 0,087 i 0,069' 0,055 0,038 0,067 0,054
1 См. текст к табл. 42. i 1 ;
.Таблица 46
Влияние качества обработки волочильного очка на коэффициент трения при волочении латунной проволоки [27] , Угол матрицы 3°, обжатие 45%
Состояние волочильного очка матрицы Смазка Коэффициент трення 1
Притертая поверхность Натровое мыло 0,036
Касторовое масло 0,069
Грубо лапинговапная Натровое мыло 0,040
поверхность Касторовое масло 0,16
1 При расчете учитывалось упрочнение проволоки при волочении (см. текст к табл. 41 на стр. 93).
7*
99
Данные по влиянию качества обработки инструмента на коэффи-
циент трения при волочении приведены в табл. 46. В опытах поль-
зовались методом измерения усилия волочения.
Коэффициенты трения при волочении проволоки из различного
материала приведены в табл. 47-
Таблица 47
Коэффициент трения при волочении проволоки из различных
материалов, найденный методом вращающейся фильеры [29]
материал матрицы Материал проволоки Смазка Коэффициент трения
Карбид вольфрама . . Латунь Сурепное масло 0,06
То же . Отожженная мягкая сталь То же 0,04
Закаленная сталь . . . Латунь » 0,10
Фиг. 77. Зависимость коэффициента
трепия / от скорости волочения и латун-
ной проволоки со смазкой натровым
мылом.
Под грубо ланипгованной поверхностью понимается поверхность
матрицы, обработанная карборундовым порошком дисперсностью
в 240 меш.
На фиг- 77 приведены кривые зависимости коэффициента трения
От скорости волочения латунной проволоки при смазке ее натровым
мылом. Опыты проводились при
разных температурах. Как
видно, с увеличением скорости
коэффициент трепия повышает-
ся, ас повышением темпера-
туры значительно падает. За-
висимость делается более резкой
с понижением температуры [27].
Выводы
1. При волочении латуппой
проволоки с увеличением об-
жатия коэффициент трения
уменьшается незначительно.
2. Увеличение угла раствора
матрицы вызывает рост коэф-
фициента трения.
3. Лучшими из испытанных смазок в условиях волочения является
мыла на натровом основании. Хорошие результаты также дают вод-
ные технологические эмульсии; при применении этих смазок коэф-
фициенты трения имеют минимальные значения.
4. G улучшением качества обработки поверхности очка коэффи-
циент трения значительно уменьшается при смазке натровым мылом
и незначительно — при смазке касторовым маслом. В случае пра-
вильно выбранной смазки коэффициент трения уменьшается больше,
чем при улучшении качества поверхности волочильного очка.
W0
5. С увеличением скорости протягивания повышается коэффициент
трения.
6. С повышением давления коэффициент трения при волочении
возрастает, что является следствием нарушения смазочной пленки
на поверхности трения.
7. При волочении предпочтительно пользоваться коэффициентами
трения, полученными по методу вращающейся фильеры. Точность
методов обратной тяги и измерения усилия волочения зависит от
физических допущений, принятых при выводе формул. При этом
наиболее точной будет формула, выведенная с учетом упрочнения мате-
риалов. Из последних двух методов для определения коэффициента
трения следует пользоваться методом обратной тяги, так как этот
метод позволяет избежать неточности в выборе предела текучести
материала. Применявшиеся методы описаны в приведенной литера-
туре.
Глубокая вытяжка и свертка
В табл. 48 приведены коэффициенты трения при глубокой вы-
тяжке металлов [31].
Таблица 48
Коэффициент трения при
глубокой вытяжке различных
металлов со смазкой [31]
материал Смазка Коэф- фици- ент трения
Алюминий Медь Латунь Л85 ъ Л/2 » Л63 Сало Сурепное масло То же » » 0.10 0,15 0,08 0,12 0,11
Фиг. 78. Влияние удельной па-
грузки р при глубокой вытяжке
на коэффициент трепия / при
различной смазке:
1 — минеральное цилиндровое масло;
2 — графитная смазка.
Ниже приведены коэффициенты трения при вытяжке листового
металла [25] с наполнителями, со смазкой и без нее:
Смазка с наполнителями (графит, мел, тальк), состав-
ляющими но менее 20% к общему весовому коли-
честву смазки .............. . . .............0,08—0,10
Минеральные масла без наполнителей ...........0,14—0,16
Без смазки ................................. 0,18—0,20
Результаты опытов [25] по влиянию давления при вытяжке
листового металла на коэффициент трения показаны на фиг. 78,
из которой видно, что с повышением давления коэффициент трения
возрастает особенно резко в момент разрушения граничной смазы-
вающей пленки.
101
Коэффициенты трения при вытяжке дюралюминия со смазкой
приведены в табл. 49.
При свертке листового металла коэффициент трения понижается
в 2—3 раза при применении соответствующей смазки (табл. 50).
Таблица 49
Коэффициенты трении при глубокой вытяжке дюралюминии * (12)
Состав смааки Коэффициент треиля Коэффициент, учитывающий трение и изгиб
50 % воска+50% скипидара 80% ОП65**+20% веретенного масла 20% графита+40% ОП65 + 40% веретенного масла 20% графнта+40% технического вазелина+ +40% веретенного масла 50% воска + 25% керосиаа+25% веретенного масла 30% воска+ 70% скипидара 20% воска + 80% скипидара Нейтральная масляная паста 20% воска + 80% веретенного масла 50% ОП'65 + 50% веретенного масла Верстеппоо масло 3 ’ Без смазки 0,037 0,052 0,075 0,075 0,075 0,075 0,077 0,096 0,096 0,096 0,159 0,22 0,070 0,096 0,103 0,103 0,103 0,103 0,108 0,130 0,130 0,130 0,204 0,28
* Определение велось двумя методами: изменением усилия прижима и измерения усилия вытяжки. Оба метода дали близкие впадения коэффициента трения. * * 01165 — окисленный петролатум 65.
Таблица 50
Коэффициент трения при свертке1 [26]
Смазка Коэффициент трения
Сталь Алюминий Дюралюминий
Минеральное масло (машинное, веретенное) . Растительное масло (соевое) . , . Смазка с наполнителями (графит, мел) Без смазки 0,14-0,16 0,06-0,10 0,18—0,20 0,15 0,10 0,10 0,35 0,16 0,08-0,10 0,22
1 Использовался метод изменения усилия прижима.
Выводы
1. Из испытанных материалов наиболее высокие коэффициенты
трения получены при вытяжке алюминия без смазки.
2. В случае применения смазки коэффициент трения значительно »
снижается. Хорошие результаты получаются также при использо-
102
вании смазок с наполнителями (графит, мел), которые могут быть
заменены консистентными смазками на кальциевой основе, содер-
жащими графит.
3. G повышением давления коэффициент трения при глубокой
вытяжке возрастает, что является результатом нарушения смазоч-
ной пленки на поверхности трения.
1
Общие выводы
1. При всох видах обработки давлением трение происходит
в условиях полусухого и граничного режима, зависящего от нали-
чия адсорбционных пленок, посторонних веществ и образования
химических соединений на трущихся поверхностях.
2. Наиболее высокие коэффициенты трения наблюдаются при
обработке осаживанием и при горячей прокатке металла вследствие
наличия толстых пленок окислов па обрабатываемых поверхностях.
Применением активных смазок трение при осаживании можно
перевести из полусухого в граничное, при зтом значительно умень-
шаются потери на трение.
3. Из всех видов обработки давлением наименьшие коэффициенты
трения наблюдаются при волочении, для которого характерно
граничное трение.
4. При граничном трении с увеличением давления коэффициент
трепия возрастает вследствие нарушения полимолекулярного адсорб-
ционного слоя на поверхностях трения.
5. Коэффициент трения при обработке давлением мало зависит
от обжатия. Отклонение от этой закономерности наблюдается лишь
при неточных' методах определения коэффициента трения.
6. Зависимость коэффициента трения от скорости течения про-
цесса имеет переменный характер с наличием максимума кривой:
при очень малых скоростях коэффициент трения возрастает, затем
падает.
7. Кривая зависимости коэффициента трения от температуры
при обработке давлением (так же как и при пластической деформа-
ции резанием) имеет максимум при 600—700°.
8. Из всех существующих разнообразных методов определения
коэффициентов трения при обработке давлением большинство из
них не дает возможности непосредственного определения искомой
величины. Исключение представляют лишь методы конических
бойков и угла захвата металла валками при прокатке. Во всех
остальных методах измеряется суммарное сопротивление при тех-
нологической операции. Поэтому точность значения коэффициента
трепия определяется допущениями, принятыми в том или ином
методе.
Точность определения коэффициента трения по формулам потреб-
ного усилия деформации зависит от правильности выбранного
предела текучести и от допущений, положенных в основу при теоре-
тическом выводе формул. - —
16з
ГЛАВА III
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ
ТРЕНИЯ ВО ФРИКЦИОННЫХ УЗЛАХ
ТРЕНИЕ В ТОРМОЗАХ И СЦЕПНЫХ МУФТАХ
Условия трения в тормозах и сцепных Муфтах
Назначением тормоза и сцепной муфты является передача кине-
тической энергии движущегося тела неподвижному.
В тормозах кинетическая энергия движущегося тела переходит
в тепло в результате трепия тормозного барабана и колодки или
ленты, в сцепных муфтах кинетическая энергия вращающегося
тела сообщается неподвижному, которое приводится во вращение.
Процесс торможения обычно связан с необходимостью поглоще-
ния большого количества кинетической энергии, протекает длитель-
ное время и связан со значительным повышением температуры,
что сказывается па коэффициенте трения, зависящем от темпера-
туры.
В табл. 51 приведены данные, характеризующие температурным
режим некоторых тормозных устройств. В последней графе приве-
дено значение коэффициента взаимного перекрытия, т. е. отношение
площадей трения контактирующей пары.
Таблица 51 -
Темнературный режим тормозных устройств
Тормоз Скорость начала торможе- ния в м;сек Давление в «Г/елй Объемная температу- ра в «С Поверхно- стна» темпе- ратура в °C Коэффи- циент взаимно- го пере- крытия
Самолетный . . . Нефтебуровой ле- бедки Экскаватора ЭШ 4/40 Автомобильный на- пряженный .... Автомобильный обычный ...... Испытательной ма- шины И-47 30 н более 4—5 5 5-7 5-7 До 5 15-18 8-10 7-12 5 3 До 30 400-700 400 320—360 170 150 До 700 1000-1100 600 400 350 200 До 1100—1200 0,9-0,75 0,75-0,83 0,75-0,83 0,55-0,75 0,5-0,75 До 0,95
104
Основным требованием, предъявляемым к тормозным материа-
лам, является их достаточная теплостойкость и стабильность коэф-
фициента трения в заданном диапазоне температур при незначитель-
ном износе.
Практически коэффициент трения и интенсивность изнашивания
изменяются от температуры, поэтому при лабораторной оценке
фрикционных пар трепия необходимо определять эти характери-
стики в широком диапазоне температур. Для этой цели лаборато-
рией трения и фрикционных материалов Института машиноведения
АН СССР разработан специальный метод оценки фрикционной
теплостойкости материалов [7 ]. Этот метод регламентирован руково-
дящими техническими материалами Комитета стандартов (РТМ 6-60
от 21/XI 1960 г.). Испытание производится при трении тор-
цами двух полых цилиндрических образцов, внешний диаметр кото-
рых равен 28 мм, внутренний 20 мм. Образцы прижимаются друг
it другу постоянной нагрузкой. Увеличение температуры осу-
ществляется путем ступенчатого увеличения скорости сколь-
жения.
Полученные графики приведены ниже для ряда материалов.
Зная температуру в реальном узле трения (измерив ее или определив
расчетом), можно иметь представление о значении коэффициента
трения.
Следует учитывать, что коэффициент трения в основном опре-
деляется объемной и поверхностной температурами, развиваю-
щимися при трепли. Их соотношения в большой мере определяются
коэффициентом взаимного перекрытия, представляющим собой отно-
шение номинальной поверхности трепия тормозных колодок к поми-
нальной Поверхности трения' тормозного барабана (диска). Чем
меньше коэффициент взаимного перекрытия, тем мягче режим
работ тормозного устройства; Большое влияние па коэффициент
трения тормозов и фрикционных муфт оказывает число отдельных
элементов, прижимаемых к тормозному барабану; чем оно боль-
ше, а площадь каждого элемента меньше, тем коэффициент трения
выше.
Для напряженных тормозов особое значение приобретает способ-
ность материала пе намазываться, не схватываться. По меро разви-
тия техники требования к фрикционным материалам повышаются.
Например, сейчас уже требуются материалы, которые бы выдержи-
вали давление 50 кГ/см2, скорость скольжения 50 м!сеп, объем-
ную температуру 600—800° и имели бы коэффициент трения по-
рядка 0,5.
Применительно к тормозам и фрикционным муфтам отчетливо
выявляется основное положение, согласно которому коэффициент
трения в равной мере зависит от трех параметров: материалов
фрикционной пары, режима работы и конструкции тормозного
узла.
Таким образом, весьма важным является расчет температур,,
развивающихся в тормозах и фрикционных устройствах.
105
В простейшем случае для расчета объемной температуры можно
воспользоваться уравнением теплового баланса [17]
qdt — тс- Skftdt, (91)
где qdt — количество тепла, выделяемого в тормозном узле за
время d t;
med0— количество тепла, поглощаемого массой тормозного
шкива;
Sk&dt —количество тепла, отдаваемого с поверхности шкива;
q — количество тепла, выделяемого в единицу времени;
0 — средняя температура тела;
т — масса шкива;
с — теплоемкость;
S —поверхность теплоотдачи;
к — коэффициент теплоотдачи;
t — продолжительность торможения.
Уравнение (91) составлено при следующих грубых допущениях!
а) коэффициент теплопроводности принят бесконечно большим,
при этом температура всех точек одинакова;
б) коэффициент теплоотдачи принят неизменным, поэтому по-
•существу это уравнение применимо к «материальной точке» массой
т, имеющей поверхности теплоотдачи S.
Если все тепло поступает в тормозной барабан, то избыточная
температура нагрева
® ~ е Shtlmcj • (92)
Применительно к установившемуся температурному режиму
средняя объемная температура
6.= ^, (93)
где fPv — мощность трения (Р — нагрузка, v — скорость);
А — тепловой эквивалент работы в ккал!кГм.
Для грубо ориентировочного расчета температуры можно поль-
зоваться формулой (93), если принять, что при кратковременном
торможении отсутствуют потери в окружающую среду
(94)
где WK — кинетическая энергия, воспринимаемая тормозом;
п — количество элементов тормозного устройства, отличаю-
’ щихся по теплоемкости;
к9 — коэффициент, учитывающий рассеяние тепла при тормо-
жении;
тг — масса элемента колеса;
с— теплоемкость;
0О — начальная температура.
106
Ниже приведены теплоемкости для наиболее распространенных
материалов, применяемых в тормозах:
Материал .................... Сталь Чугун Вальцован- Рети- Металло-
ная лепта накс керамика
Удельная теплоемкость в
ккал/кг ерад....................0,11 0,12 0,2 0,35 0,15
В исследовании В. G. Щедрова, А. В. Чичипадзе, Г. И. Троянов-
ской приведены основные формулы для теплового расчета [21 ]:
1) камерных тормозов авиационных колес;
2) муфт сцепления станов и крупных кранов;
3) муфт крупных строительно-дорожных машин;
4) тормозов ж.-д. составов;
5) тормозов буровых лебедок;
6) тормозов лебедок экскаваторов;
7) дисковых тормозов авиационных колес и других основных
тормозных и фрикционных устройств современных машин.
Одним из важных элементов расчета колодочных тормозов с шар-
нирно закрепленными колодками является установление закона
изменения давления по длине колодки.
Распределение давления может изменяться от синусоидального
с максимумом в середине колодки до давления с максимумом по
краям ее.
В. Л. Гадолин, пользуясь пьезокварцевыми датчиками, измерил
давление по длине колодки и показал, что величина его является
переменной, обусловленной степенью нажатия на колодку, жест-
костью барабана, износом колодки и т. п.
Методы определения коэффициентов треиия
4
Коэффициенты трения в фрикционных устройствах большей
частью определяют на специальной установке при торможении
после разгона маховых масс [4] следующими двумя методами:
1. По кинематической энергии затормаживаемых масс находят
силу трения
где J ~~ момент инерции вращающихся масс;
So — путь торможения, на котором угловая скорость изменилась
от <в0 до 63.
Затем вычисляют коэффициент трения.
При определении коэффициента трения по этому методу предпо-
лагается, что он не зависит от скорости, а это не соответствует
действительности.
107
2. Располагая законом изменения угловой скорости по времени
и пользуясь вторым законом Ньютона, вычисляют момент силы трения
= (96)
Второй метод является более точным.
Коэффициент трения в фрикционных устройствах можно также
определять по времени буксования при разгоне маховых масс [5 |.
Коэффициент трения между ободом колеса и колодкой при тор-
можении железнодорожного состава определяют по измеряемому
времени торможения поезда, учитывая вес паровоза и вагонов ЕЮ].
Ме*год непосредственного измерения момента трения в тормозных
и фрикционных устройствах является наиболее точным. Это обу-
словлено тем, что фрикционные свойства материалов зависят от
температуры, характер же распределения температуры в реальном
узле трения и па лабораторном образце часто пе совпадает. Изме-
рение момента трепия в тормозном узле движущегося экипажа
достаточно сложно, поэтому обычно конструируются инерционные
станы с большими маховыми массами, имеющие запас кинетической
энергии, равный запасу кинетической энергии экипажа. Режим
торможения задается идентичным реальному режиму. Записываю-
щий прибор определяет изменения тормозного момента во времени.
Площадь, ограниченная кривой и осью абсцисс, построенная в коор-
динатах тормозная сила — путь, равна работе торможения, по кото-
рой легко определить средний коэффициент трения. Если одно-
временно регистрировать изменение скорости и температуры, то
можно найти коэффициент трепия как функцию скорости и темпе-
ратуры.
Для оценки лабораторных образцов различных фрикционных
материалов и проведения приемно-сдаточпых испытаний изгота-
вливаемой продукции разработаны специальные лабораторные ме-
тоды. Наиболее универсальным из них является метод оценки фрик-
ционной теплостойкости материалов по РТМ 6-60, группы Г-19.
Фрикционной теплостойкостью называется способность тру-
щихся материалов сохранять неизменным коэффициент трения и
интенсивность изнашивания материала в широком диапазоне темпе-
ратур. Применительно к фрикционным материалам интенсивность
изнашивания оценивается по потере веса испытуемого образца,
отнесенной к работе трения, или по изменению высоты образца,
отнесенному к удельной работе трения. Для оценки фрикционной
теплостойкостью служит специальная испытательная машина И-47.
На горизонтально расположенном валу машины И-47 закрепляют
полый цилиндрический образец (,фиг. 79), который торцом прижи-
мается к торцу такого же неподвижного цилиндрического образца.
Угловую скорость увеличивают ступенями, что соответственно
приводит к увеличению температуры. Температуру измеряют с по-
мощью термопары, заделанной на расстоянии 1 млг- от поверх-
ности трения.
108
if
Фиг. 79. Головка машины И-47 с об-
разцами в сборе:
1 — вращающийся образец; 2 — неподвиж-
ный образец; з — головка; i — иалец; з —
цилиндрический штифт; в — гнездо вращаю
щегося образца; 7—подпятник; 8 — винт;
9 — гнездо неподвижного образца.
Затем строят графики: коэффициент трепия — температура и
интенсивпость изнашивания — температура.
Для легких режимов трения приемно-сдаточные испытания
асбофрикционных материалов, применяемых для тормозов и сцепле-
ний, регламентируются ГОСТом
1786-42. На пальчиковой ма-
шине (фиг. 80) определяют
коэффициент трения для двух
образцов размером 22 X 27 мм.
скользящих по диску диамет-
ром 150—200 мм, при давле-
нии 2,7 кГ!см\ скорости сколь-
жения ,7—7,5 ж!сек и темпера-
туре на поверхности трения
100—135°.
Как показал опыт эксплуа-
тации тормозных материалов,
результаты испытаний, полу-
ченные па зтих приборах,
лишь частично характеризуют
эти фрикционные материалы.
Это объясняется тем, что ис-
пытания ведутся при стационарном тепловом режиме, тогда
как в действительности часть устройств работает в нестационарном
тепловом режиме.
Фиг. 80. Схема пальчиковой испытательной -
машины.
Кроме специальных фрикционных материалов в фрикционных
муфтах и йалонагруженных тормозах применяются металлические па-
ры, кожа, дерево, фибра, пробка, текстолит, прессованный картон.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В ТОРМОЗАХ РАЗЛИЧНОЙ КОНСТРУКЦИИ
Коэффициенты трения в тормозах грузоподъемных машин
Для крановых тормозов, работающих без смазки, рекомен-
дуются следующие расчетные коэффициенты трения [1].
1 Чугун—чугун
Сталь—чугун
0,15 Тормозная асбестовая лента
........... . 0,15 типа Л но чугуну и стали 0,37
109
Лента тормозная асбестовая
типа Б по чугуну и стали 0,35
Вальцованная лапта по чугуну
и стали..............0,42
Дерево — чугуп . .......0,30
Дерево—сталь ...........0,20
Кожа—чугун..............0,20
Кожа —сталь........... 0,18
Бронза—чугун............0,17
Бронза—бронза...........0,18
Сталь—текстолит.......... 0,15
Сталь—фибра........... 0,17
Бронза —сталь...........0,16
Допускаемые давления для
в табл. 52.
колодочных тормозов [1] даны
В дисковых тормозах, замыкающихся под действием силы тяже-
сти груза, М. П. Алек-
Таблица 52 сапдров рекомендует для
пары металл — пластмас-
са, работающей в масля-
ной ванне, давление до
6 кГ/см2', средний коэф-
фициент трения f = 0,12.
В дисковых тормозах,
в которых происходит
трепие металла по металлу
в масляной ванне, необ-
ходимо, чтобы давление
было до 3 кГ/см2, средний
коэффициент трения / —
= 0,06.
Ниже приведена зави-
симость коэффициента тре-
Максимально допускаемые значения
давлений в колодочных тормозах
Материал трущихся поверхностей Давление в кГ/сл1»
Стопорные тормоза Спускные тормоза
Чугуп — чугун .... 20 15
Сталь — чугуп .... 20 15
Сталь — сталь .... Тормозная асбестовая 4 2
лента — металл . . . Вальцованная лента — 6 3
металл ....... 6 4
ния чугунных колодок по чугунному шкиву от скорости движе-
ния (двухколодочпый тормоз) по данным Н. X. Маркмана:
Скорость движения в м/сек........... 14,5 9,6 7,25 2,8 0,65
Коэффициент трения ................. 0,19 0,21 0,23 0,29 0,38
Влияние конструкции тормоза на коэффициент трения видно
из данных табл. 53. Значения коэффициентов трения следует рас-
сматривать как усредненные, так как на их величину влияет не
только конструкция и материал, но и тепловой режим узла трения,
в значительной мере обусловленный коэффициентом взаимного
перекрытия и условиями теплоотдачи.
Коэффициент трепия в тормозах нефтебуровой лебедки в зави-
симости от вида материала и характера крепления колодок (жесткое
или свободное — «плавающее») по данным Г. М. Щахмалиева соста-
вляет 0,45 для ретинакса марки ФК-24а при свободном креплении
и 0,37 при жестком креплении. Очевидно, что свободное крепление
колодок является более эффективным.
110
I
Таблица 53 Влияние конструкции фрикционного узла на коэффициент трения [20] (для различных пар трения) Тормоза дисковые СО смаз- кой *9* С О со со «о Ч. I | 1 1 о | о । l^ioi О О ф 1 1 > 1 о 1 о 1 ' о О ' -
.без смазки Ч S 2 2 я । > 1 । । о ? S’ ci "i о о о cJ 1 1 1 1Л 1 1 1 © ° О О О ° о
конические со смаз- кой. 1 5 5 1 1 1 1 1 1 | 1 । । । ।
без смаз1си о о- й 1 § S S 1 1 I 1 I j 1 । 1 1 1 *2 04 о" <=>'
ленточные со смаз- ной <м <м <м <о ,15 5 1 i S 5 ! । । । । 5 § ।
без смазки СМ СЧ ю сч м* О «=> О Ю <Э ОО^Р., пл 1 -1 °? 1 w 1 1 1 1 СЧС*9: 1 J, о © J. о Д 1 о । >6 <= о -1 -i м Л -1 <4 © о of © ©
кольцевые со смаз- кой •<$* Cs] 1О 15 5 । । 1 1 1 5 | 1 | । । ।
без ' смазки । -* ю 5- S 5 S- । । 1 7 о 1 1 1 1 1 1 о
колодочные со смаз-, кой м* cj са io <м <о <= I — 1 1 I п Ч 1 о 1 о 1 ’ о © о © '©©'
без смазки сз ю сч ю °9ч ю W Л й ?? s <Н *1 ? п ~ оооо^о'Л^о'Д"!©^00 5 °" °" °" О о' о
Трущаяся пара Сталь — сталь Сталь - чугун Сталь — бронза Сталь — кожа Сталь — дерево Пробка — металл Пеньковый ремень — металл .... Чугун — чугуп Бронза —чугун . Кожа — чугун Резнпа — чугун Бумага — чугун •. Дерево — чугун Бронза — бронза Дерево — бронза
111’

СЦ
сг
S
я
Коэффициенты трения в дисковых муфтах сцепления (асбест — сталь) в зависимости от скорости
* - проскальзывания1 [23]
сф о 8 О С5

о <£ ф> ©

N S
К О О 8 8 ft 05

СО o’ о о Ф

а
« ’ >и • ф
ни g • со
ф . ©S. о . й
1 А * « . Ф я ф § е5 Фч н . 05 §: i ф а, н ф и я та я й
W о н со
«5 ~Я ь я Л
СО & R
А ’ я « Й • «б & та
£ й та Я £ >& S
0,0 Й» V >о< Й<
КО ЛФ/ о Л Ф^ «:к< ф о а
О 5s г*Ч > ss а н
Л Я
Таблица 55 Коэффициенты трения в конических муфтах сцепления в зависимости от скорости проскальзывания [23] Серый чугун — сталь (в масле), р = 2,1 кГ/с,на 1 = 24° 8 ® S *Ф 05 © О
Q ”* 00 05 -чн О? О ©
05 -ем СО 03 О О
1 ° 0 0,3 0,13
Хлопчатобумажная прокладка — сталь, р = 1,3 «Г/см, t = 21° г- © со © ST со Ч-И © © © чН
© О СО Е"» О *4» СО О О © ©
Й © QQ 00 © СО 05 si? о © ©
00 _ •2» © 40 со со оз со © © ©
СО © © © © © ОЗ 05 U* © о ©
© г* © 05 © -чН © © © ©
0,0019 0,0001 0,10 0,08
0,0009 0,00006 0,04 0,03
Параметры Скорость скольжения в лш/сех Проскальзывание в % Удельная сила трения в кГ/с-и2 Коэффициент трения
112
Коэффициенты трения в муфтах сцепления тракторов, автомобилей,
предохранительных муфтах и др.
Коэффициенты трения в муфтах сцепления зависят от скорости
проскальзывания (табл. 54 и 55). G увеличением скорости проскаль-
зывания коэффициент трепия плавно возрастает.
По экспериментальным данным Е. М. Харптончика коэффициент
трения для главной муфты сцепления трактора G-80 / = 0,20,
а для муфты поворота / — 0,24.
Весьма существенным является возрастание коэффициента тре-
ния от скорости приложения нагрузки.
G увеличением скорости приложения нагрузки, что соответ-
ствует скорости включения муфты, коэффициент трения возрастает
особенно заметно при сухих поверхностях (табл. 56).
Таблица 56
Зависимость коэффициента статического трепия от скорости
приложения нагрузки [25]
Трущиеся пары Состояние поверхности Спорость приложения нагрузки в «t/сек Сила трепия в m Коэффициент трения покоя
340 11,30 0,28
Без смазки J 140 8,50 0,21
Бронза — номе- таллический мате- 50 7,75 0,19

риал Со смазкой 240 7,70 0,19
110 7,10 0,17
30 6,75 0,17
Без смазки 400 11,75 0,29
130 9,25 0,23
Сталь — неметал- 40 8,15 0,20
лический материал Со смазкой 220 7,10 0,17
150 5,75 0,14
40 5,90 . 0,15
550 10,25 0,26
Без смазки НО 9,00 0,22
Бронза —сталь 50 8 25 0,20
Со смазкой 300 5,50 0,14

100 4,50 0,11
50 4,50 0,11
Без смазки 240 7,10 0,17
50 6,75 0,17
Сталь — сталь 360 5,45 0,13
Со смазкой 200 5,05 0,13
- 60 6,30 0,16
8 заказ 90.
113
Ниже приведены результаты лабораторных исследований мате-
риалов для муфт сцепления тракторов по данным Г. И. Зайчика
и А. В. Петухова. Испытания проведены на пальчиковой машине.
Температура в узле определялась с помощью термопары, закреплен-
ной в стальную пластинку на глубине 0,5 лш от поверхности трения,
скользящей по поверхности трения диска.
На фиг. 81—83 приведены зависимости коэффициента трения
от давления, скорости и температуры для материалов, примепяе-
Фиг. 81. Зависимость коэффициента трения / от удельной нагрузки р для мате-
риалов муфт сцепления тракторов:
1 — райбест (средний диск главной муфты сцепления трактора); 2 — асборезиновая компо-
зиция (муфта поворота траитора С-80); 3 — бакелизированный асбокартон (главная муфта
сцепления трактора «Универсал»); 4 — асборезиновая композиция (средний диск главной
муфты сцепления трактора КД-35).
мых в муфтах сцепления тракторов. Как видно, у большинства
указанных материалов коэффициент трения изменяется с увеличе-
нием температуры.
Коэффициенты трения различных материалов применяемых
в муфтах сцепления приведены в табл. 57 и 58.
Таблица 57
Коэффициент треиия асбеста и феродо по чугуну по К. Эпде
Условия испытания Коэффициент трения покоя Коэффициент трения движения
Асбест Феродо Асбест Феродо
Без смазки р=0,37 иГ/с.п2 0,29 0,18 0,22-0.18 (I) 0,19 (П> 0,24 (Ш) 0,15 (I) 0,15 (И)
Со смазкой: р — 0,31 кГ/см2 р —8,59 » Р=0,73 » 0,14 0,14 0,09-0,15 (I) 0,10 (И) 0,08- 0,13 (Ш) 0,10 (I) 0,10 (II)
Примечание, коэффициенты треиия покоя определяли по торможению дисков
во включенном состоянии в момент начала проскальзывания. Коэффициенты трепня
движения определяли следующими методами (римские цифры — в скобках): I — по выбегу
при разгоне маховых масс, еиач = 14- 5 м/сек; II—по моменту, затормаживающему
диски во включенном состоянии муфты, э,(аЧ= 4,1 At; сек; Ш—при непрерывном
скольжении дисков из асбеста по чугуну, •» = 4,1 л/сек и соответствующем давлении.
114
Таблица 58
Фрикционные материалы для муфт ецеиления [3]
Трущиеся дары Коэффициент трения Макснмалт- ная темпера- тура в °C Максималь- ная удельная нагрузка в пГ1смЪ
со смазкой без смазки
Бронза литая — чугун или сталь1 0,05 . 150 60-90
Чугун — чугун2 . . 0,05 0.15-0,2 300 100-180
Чугун — сталь 2 . . . 0,06 — 250 8,0-15,0
Твердая сталь — твер- дая сталь3 0,05 — 250 7,0
Твердая сталь — хро- мированная сталь . , . '0,03 — 250 15,0
Фосфористая бронза— хромированная сталь 0,03 — 250 10.0
Материал из металли- ческих порошков — чу- гун или сталь . . . . . 0,5-0,1 0,1-0,4 550 10,0
То же—твердая сталь 0,05-0,1 0,1-0,3 550 20,0
Дерево — чугун или сталь4 0,16 1 0,2-0,35 150 4,0-6,0
Кожа — чугун или сталь4 ........ 0,12—0,15 0,3-0,5 90 0,7-30
Пробка—чугун или сталь 0,15—0,25 0,3-0,5 90 0,5-0,8
Войлок — чугун или сталь 0,18 0,22 130 0,3-0,7
Вулканизированный картон — чугун или сталь2 ........ — 0,3-0,5 90 0,7—3,0
Асбестовая ткань — чугун или сталь .... 0,1-0,2 0,3-0,6 150-250 3,0-10,0
Листовой асбест — чу- гуп или сталь 0,08-0,12 0,2-0,5 250 3,0-10,0
Пропитанный асбест- чугун или сталь . . . 0,12 0,32 250-400 10,0
Графитированный уголь — сталь 0,05-0,1 0,25 400-550 20,0
Пластмасса — чугун или сталь 5 ...... 0,1-0,15 % 0,25 150 7,0
1 Подвержены схватыванию. 4 Хорошо работают при малых скоростях 8 Подвержены искрению. « Подвержены засаливанию. а Применимы при спокойной работе.
8*
415
Коэффициент трения морганита по морганиту (керамический
бронзовый материал), работающего всухую, равен 0,2—0,275 [24].
Фиг. 82. Зависимость коэффициента
трепия / от скорости v для мате-
риалов муфт сцепления тракторов.
Обозначения те ясе, что п на фпг. 81.
Фиг. 83. Зависимость коэффициента
трения / от температуры в для мате-
риалов муфт сцепления тракторов.
Обозначения то ясе, что и на фиг. 81.
Ниже приведены коэффициенты трения различных материа-
лов [9]:
Сталь —сталь в масляной ванне....................... 0,04
Сталь—чугун или сталь при слабой смазке.............. 0,1
Сталь—чугун без смазки.............................. 0,15—0,18*
Сталь—сталь без смазки................................... 0,18
Бронза—чугун при слабой смазке........................... 0,15
Бронза—сталь без смазки ............................... 0,18
Асбофрикционный материал —чугун при температуре до 150° 0,35—0,45 **
Сталь или чугун —тормозная лента (феродо) ......... 0,25—0,35***
Сталь или чугун—тормозная лента с битумной пропиткой . . 0,35—0,45****
Порошковая металлическая обшивка —сталь без смазки . . . 0,35—0,55
]<ожа—чугун при обильной смазке...................... 0,12
То же при слабой смазке.............................. 0,28
>> без смазки (при малых давлениях) ........... . 0,4—0,5
» без смазки (при больших давлениях) ............. 0,2—0,3
i » при смачивании водой ............................ 0,22
Пластмасса —сталь в масляной ванне .................. 0,09—0,1
* Для ленточных тормозов / — 0,25 4-0,45 в зависимости от марки чугуна.
। ‘"‘• Коэффициенты треиия асбофрпкционных материалов при высоких температурах
I ' приведены в табл. 65.
1 ••• Феродо низкого качества и тяжелые условия работы.
Феродо хорошего качества п легкие условия работы.
В табл. 59 приведены расчетные коэффициенты трения для пре-
дохранительных фрикционных многодисковых муфт со стальными
дисками.
116
Таблиц а 59
Коэффициенты трения предохранительных фрикционных муфт
Условия работы муфты г> в »г,с.и2, пе более /
Редкое включение муфты, работающей: без смазки со смазкой 15 0,10—0,18 0,08-0,11
Частое включение муфты, работающей: при консистент- ной смазке при смазке жидким маслом 10 0,08—0,10 0,08
При средней окружной скорости дисков у >.2,5 м!сек давление р
следует снижать введением коэффициента скорости /<0, имеющего
следующие значения:
v в м/сек........2,5 3 4 6 8 10
Кй................ 1 0,94 0,86 0,75 0,68 0.63
Коэффициенты трения ж.-д. тормозных колодок [2]
Зависимость коэффициента трения металлических железнодорож-
ных тормозных колодок от скорости и давления подчиняется общим
законам трепия, т.'е. коэффициент трения уменьшается при увели-
чении скорости скольжения и нажатии на колодку. Двустороннее
торможение колес выгоднее, чем одностороннее. Коэффициент тре-
ния зависит от качества материала бандажа, колодки и конструк-
ции буксы (смазка не должна стекать на ступицу колеса, Tait как
в противном случае при вращении ступицы масло попадает на
бандаж, и коэффициент трения понижается).
Коэффициент трепия для стандартных чугунных тормозных ко-
лодок рассчитывают по следующей формуле ЦНИИ МПС:
* /16^+100 у-1-100 ,q7,
1 -~v,v 80ЛГ-I-100 ‘ 5Р+100 ’ V ’
где К — действительная сила нажатия на одну колодку в т\ обычно
К = 2,7 т\
v — скорость в влг/час.
При К = 2,7 т формула (97) примет следующий вид:
°’27 £¥$> <98>
Для композиционных колодок из материала 6-КВ-10
f _АД4_Л±20_. *+150
j — 4Л+20 2*+150 *
117
Значения коэффициентов трения в функции скорости по данным '
формулам приняты Правилами тяговых расчетов для поездной
работы [14].
Коэффициенты трения, подсчитанные по формуле (98), для
стальных колес и чугунных колодок приведены ниже:
1>к в км/час 0 5 10 15 20 25 30 35 40
) 0,27 0,227 0,198 0,178 0,162 0,150 0,140 0,138 0426
vK в км/час 45 50 55 60 70 80 90 100 120
/ 0,121 0,116 0,112 0,108 0402 0,098 0,093 0,090 0,085
Сила нажатия на тормозную колодку должна быть такой, чтобы .
момент тормозной силы пе превышал момента силы сцепления
тормозных колес с рельсами. Наибольший возможный без юза
коэффициент нажатия, равный отношению коэффициента сцепления
к коэффициенту трения, должен изменяться в зависимости от ско-
рости. При больших скоростях возможность юза исключена.
Фиг. 85. Коэффициенты трения / колес
и коэффициент сцепления тр колес с рель-
сами в зависимости от скорости движе-
ния поезда v.
Фиг. 84. Зависимость средних
значений коэффициентов трения /
металлических тормозных коло-
док от скорости скольжения
V. но опытам:
1 — Гальтона; 2 — Мецкова; з —
Иллинойского института; 4—НИИЯСТа.
Штрихован часть кривой а построена
путем экстраполяции.
1 — коэффициент сцепления колеса с рельсами;
2 — коэффициент трепия колеса по колодке; 3 —
коэффициенты трения скольжения колеса при
юае; 4—8 — коэффициенты трения колеса по
колодке для наиболее часто встречающихся
нажатий на одну колодку.
На фиг. 84 приведена зависимость средних значений коэффи-
циентов трения металлических тормозных колодок от скорости
скольжения по различным источникам.
На фиг. 85 изображена зависимость коэффициента сцепления ф
колеса с рельсом от скорости скольжения и коэффициента трения f
(тормозных колодок ‘и коэффициента трения скользящего колеса
118
при юзе [6]). При скоростях движения более 40 км/час коэффициент
сцепления больше, чем коэффициент трения, и, следовательно,
возможность юза исключена.
Ниже приведены коэффициенты трения в зависимости от скорости
движения при торможении поезда метрополитена колодками из
материала 43-В и КМ1 [И]:
Средняя скорость в км/час........... G3 53 43 33 23 13 8
Средний коэффициент трепия ...... 0,18 0,26 0,28 0,30 0,38 0,38 0,41
На фиг. 86 приведена зависимость коэффициента трепия колеса
по рельсу от скорости скольжения; на фиг. 87 — коэффициента
трения тормозных колодок вагонов метрополитена по бандажам
от скорости скольжения [11]; на фиг. 88 и 89 — коэффициента
Фиг. 86. Зависимость коэффициен-
та трепия f колеса по рельсу от
скорости скольжения v но опытам:
1 — Минова; 2 — Гальюна; з — Кар-
вацкого; 4 — Гальюна и Вестингауза.
Фиг. 87. Зависимость коэффициента тре-
ния / тормозных колодок вагонов метро-
политена по бандажам от скорости сколь-
жения V.
1 — пластмасса КМ; 2 — бакелит 43-В.
трения деревянных тормозных колодок от скорости движения
(всухую и смоченных водой) при давлении 2 кГ/см? [9].
В табл. 60 приведены коэффициенты трения деревянных колодок
по чугуну и стали [9].
Таблица 60
Коэффициенты трепия деревянных тормозных колодок по чугуну
и стали [9]
Материал контртела Материал тормозных колодок
Gyi< Дуб Тополь Вяз Ива
Чугун . , 0,29—0,37 0,30-0,34 0,35—0,40 0,36-0,37 0,46—0,47
Сталь . . . 0,54 0,51-0,40 0,65-0,60 0,60-0,49 0,63-0,60
1 Бакелит 43-В из фенопласта с асбестовым наполнителем получен мето-
дом горячего прессования при 170° под давлением 120 т в течение 12—15 мин.
Пластмасса КМ — прессматериал на основе эмульсионной смолы с наполни-
телем из отходов асбеста.
Кроме формул НИИЖТа существует ряд других формул для.
расчета коэффициента трепия тормозных колодок в зависимости
от скорости скольжения (Пуаре и Боше, Рудометова, Гоммеля).
Фиг. 89. Зависимость коэффициента
трения / для деревянных тормозных
колодок (смоченных водой) от скорости
движения v поезда при давлении
2 кГ>см2:
1 — колодки нз тополя, пропитанного мине-
ральным маслом; 2 — колодки из красного
бука, пропитанного растительным маслом.
Фиг. 88. Зависимость коэффициента
трения /для деревянных тормозных
колодок по колесу от Скорости дви-
жения v при давлении 2 кГ!смг'.
1 — колодки из тополя, пе пропитанного
маслом; 2 — колодки из тоноля, пропи-
танного минеральным маслом; г — колод-
ки из красного бука, пропитанного расти-
тельным маслом.
По Пуаре и Боше коэффициент трения
/ == ’ • (99)
где v — скорость скольжения.
Коэффициенты а, & и с имеют следующее значение для различных
сортов дерева:
а ь с
Мягкое дерево....... 0,6 0,09 0,3
Твердое » ..... 0,55 0,075 0,3
На основании анализа ряда экспериментальных данных зави-
симость коэффициента трения в фрикционных парах от скорости
у, давления р и пути торможения S представится следующей общей
формулой [4J:
/оа+^№г> \ . I . f \ / л лга
1-|-ир \ 1 + /S'/ ’ '
где /оо — коэффициент трения при скорости скольжения v = О
и давлении р ~ Q;
k, п, I, т, i, j — постоянные коэффициенты.
/ =
120
Если путь торможения незначителен, то пользуются сокращен-
ной формулой
(101>
В тормозах колодочного типа, где давление р изменяется мало,.
принимают
f /оо + ^nv
1 + nv
(102).
На основании обработки ряда экспериментальных данных
С. П. Гоммеля, дана следующая формула для определения коэффи-
циента трения чугунных колодок о бандажи колес;
___л 7 /1+0,001 v \ / 1 + 0,05 Р \ / 1 +0,02 5 ) , л
/ —и»Ц 1 + 0,06 е Д 1 + 0,2 р Д1 + 0,0535 / ' 1 J
Без учета влияния тормозного пути
f —_________----------- (Ю4 >
J (1+0,028 г;)-(1+0,1 р) V Г
Коэффициенты трения в автомобильных тормозах
На коэффициент трения в автомобильном тормозе влияют как
и во всех других случаях, материал пары трепия, конструкция»
тормоза, температура, развивающаяся при торможении, давление-
и скорость торможения.
В настоящее время в отечественном автомобилестроении для
колодочных тормозов применяются асбофрикциопиые материалы
6КХ-1, 6КВ-10, 40-Б-1-10-С, 7КФ-31.
Оценка коэффициентов трения производится как непосред-
ственно на автомобилях при дорожных испытаниях, так и на спе-
циальных стендах, снабженных маховыми массами для имитации
процесса торможения.
По исследованиям НАМИ и ВНИИАТИ наиболее благоприятной
парой для автомобильных тормозов является асбофрикционная
вальцованная лепта — серый чугун (НВ 180). Зависимость коэф-
фициента трения пары серый чугун — асбофрикционная вальцо-
ванная лента от давления и скорости по данным С. Г. Борисова
приведена в табл. 61. Испытания производились на машине с паль-
чиковыми образцами при температуре 120°; диск охлаждался водой.
О влиянии температуры на коэффициент трепия можно судить,
по данным, полученным Ю. И. Костериным на инерционном стане
при испытании материалов Ц-17-52 и Ц-20-52 в реальном тормозном
барабане автомобиля с шарнирным закреплением колодок (фиг. 90).
Во время опытов производился ряд последовательных кратковре-
* 121
Таблица 61-
Коэффициент трения пары серый чугул — асбофрикциопная
вальцованная лента
Скорость В MlCtK Давление в кГ/с.и2
1 5 3 4,5 6 7,5
3,00 0,50
4,00 — — — 0,55 —
4,25 0,47 0,52 0,55 0,51
8,80 0,45 0,48 0,50 0,49 0,49
9,00 — — 0,49 —
15,00 0,43 0,44 0,42 0,40 0,37
менных торможений от скорости 70 км!час до нуля. Температуру
измеряли во фрикционной накладке на расстоянии 1,5 мм от поверх-
<Риг. 90. Зависимость коэффициента
трения / фрикционных материалов от
температуры в:
J — фрикционный материал Ц-17-52—чугун
СЧ 15-32; г — фрикционный материал
Ц-20-52 — чугун СЧ 15-32.
ности трения. При температуре
около 200° наблюдается резкое
падение коэффициента для ма-
териала Ц-20-52. Указанная
температура соответствует необ-
ратимым химическим измене-
ниям материала, приводящим
к выделению ингредиентов, по-
нижающих коэффициент тре-
ния. Соответственно у материа-
ла Ц-17-52 это происходит при
240°.
Исследования различных
асбофрикционных материалов
показали, что для каждого из
них существует некоторая кри-
тическая температура, выше
которой коэффициент трепия резко падает. Эта температура
оценивается по фрикционной теплостойкости материала и имеет
примерно следующее значение в °C:
для фрикционного материала на каучуковой основе ......... 200—220
» » » » смоляной основе............ 280—300
» » » » типа ретипакс ................. 400
Особенностью материала типа ретинакс является то, что при
интенсивных режимах трения материал под действием развиваю-
щейся температуры претерпевает изменения и коэффициент трения
становится устойчивым (порядка 0,3) до 800—1000°. Поэтому рети-
накс целесообразно применять в нагруженных тормозах авто-
мобилей.
122
Трение в автологах
Автологами называются самозакиипивающиеся устройства, роли-
ковые или со скользящими клиньями, двойными или одинарными
(последние считаются малонадежными).
В автологах для шлифованных и притертых стальных поверхно-
стей обычно принимают коэффициент трения / = 0,15 4- 0,17.
Фактически угол заклинивания подчиняется основным законам
трения. Он уменьшается при увеличении нагрузки, несколько
увеличивается при возрастании гладкости поверхностей и увеличи-
Фиг. 92. Влияние масла иа измене-
ние угла трения а от силы трения:
1 — фригус; 2 — индустриальное* масло
I и 2; з — швейное масло; 3 — моторное
масло; 6 — без смазки; в — льняное мас-
ло; 1 — компрессорное Т; s — масло
АК-10; 9 — цилиндровое 11.
Фиг. 91. Изменение угла трения а от
силы трения f в зависимости от твердо-
сти ролика:
1 — HRC 63; 2 — HRC 55; 3 — ПВО 46;
i — HRC 22.
вается при возрастании диаметра. При увеличении твердости мате-
риала угол трения возрастает.
На фиг. 91 показаны кривые зависимости угла трения от силы
трения при скольжении роликов из стали У10 различной твердости
по пластине твердостью HRC 63 18].
На фиг. 92 приведены данные по влиянию смазки на угол трения
в том случае, когда ролики и пластины доведены до зеркального
блеска [81. Твердость роликов и пластин НRС 62—63. При шлифо-
ванных роликах угол трения для всех смазок был одинаков.
Н. М. Куликов рекомендует применять следующую формулу,
учитывающую динамические условия заклинивания:
. <105)
где /х — сопротивление перекатыванию, равное ,
113
Принимая /я = 0 (для металлических роликов), Н. М. Куликов
получил tg а / (т. е. в 2 раза меньшую величину для угла закли-
нивания). Экспериментальная проверка подтвердила правильпость
этого положения.
Коэффициент трения скольжения обойм из сталей Ст.1, Ст.2
и Ст.З по роликам из стали ШХ15 составляет 0,22, угол заклини-
вания 12°.
Для пары бук — бук коэффициент трения скольжения равен 0,5,.
угол заклинивания 22°.
Для клиновых автологов
t8“<’i+rk' <10в>
где fi и /в — коэффициенты трепия соответственно первой и второй
обоймы.
Для двойных клиновых автологов углы заклинивания в зави-
симости от подбора пар изменяются в пределах 6—16°.
Трение во фрикционных аппаратах автосцепки
В процессе работы фрикционного аппарата коэффициенты трения
изменяются (от 0,18 до 0,5) под влиянием изменения скорости
относительного движения трущихся поверхностей и давления р
между ними. Аналитическое выражение зависимости коэффициента
трения f от v0 п р применительно к условиям работы фрикционных
аппаратов автосцепок дапо Л. Н. Никольским для диапазона изме-
нения скорости 0,1—5,0 м/сек в виде формулы
j _ ___2__
(р+с)«
где а, п, с и b — параметры, определяемые опытным путем.
Для элементов фрикционного аппарата Ш-1-Т, изготовленного
из марганцовистой стали (клинья закалены до НВ 300, корпус
нормализован до НВ 150), численные значения параметров следую-
щие:
а = 3 &Г/см\
п — —г-; b ~ 0,1 -?0,2 сек/м\ с = 5 кГ/см?.
М О
Для случая, когда давление р достаточно велико (р> 30 кГ/см?),
формула принимает вид
(108)
р
Эта формула проверена до давлений р = 150 кГ/см?.
Коэффициент трения незначительно изменяется в зависимости
от давления во фрикционном аппарате, поэтому И. В. Семенов [15]
124
предлагает пользоваться следующей формулой для расчета коэф-
фициента трения на главных поверхностях аппарата П1-1-Т:
/ = 0,43- е0,08”».
(109)
Указанное изменение коэффициентов от давления и скорости
приводит к тому, что силовые характеристики фрикционных аппа-
ратов в отличие от характеристик пружинных амортизаторов пред-
ставляют собой систему кривых, каждая из которых соответствует
единственному значению скорости удара и определенной ударяю-
щей массе.
Фиг. 93. Силовые характеристики фрикционных аппаратов авто-
сцепки Ш-1-Т:
а — хорошо приработанный материал; б — изношенный материал.
Важной особенностью силовых характеристик является также
наличие срывов, обусловленных автоколебаниями (скачки при
трении). Это приводит в отдельных случаях к значительному измене-
нию силовой характеристики. На фиг. 93 приведены силовые харак-
теристики фрикционного аппарата Ш-1-7 (Л. Н. Никольский). По
оси ординат отложено усилие сжатия аппарата Р, по оси абсцисс —
деформация 6 звена.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО ОСНОВНЫМ ФРИКЦИОННЫМ
МАТЕРИАЛАМ, ПРИМЕНЯЕМЫМ В ТОРМОЗАХ И СЦЕПНЫХ МУФТАХ
В настоящее время большинство фрикционных материалов пред-
ставляет собой фрикционные композиции; для тяжелых условий
трения начинают находить применение металлокерамические ком-
позиции.
Наиболее важными при оценке фрикционного материала
являются следующие две величины:
1) предельная температура (поверхностная и объемная), которую
может выдержать материал;
2) максимальное давление, выдерживаемое материалом.
125
По этим: двум величинам все фрикционные материалы можно
разбить на три группы:
1. Материалы для легких условий трепия: температура кратко-
временно повышается до 200°, длительно — до 120°, давление равно.
5—8 к1Чсм2.
2. Материалы для средних условий трепия: кратковременно
температура достигает 400°, длительно — равна 250°, давление
до 15 кГ/слЛ
3. Материалы для тяжелых условий трения: кратковременно
температура равна 1000—1100°, длительно — до 400—500°, давле-
ние до 50—60 кПсм2.
Легкие условия трения имеются, например, в автомобильных
тормозах, средние — в тормозах экскаваторов, железнодорожного
подвижного состава, тяжелые — в тормозах самолетов и нефте-
буровых лебедок.
Контртелом для фрикционных материалов при работе в легких
условиях трения служит сталь, обычно каленая до твердости НВ
380—400; в средних условиях — чугун (например, чугун СЧ 21-40,
НВ 180); в тяжелых условиях — специальный легированный чугун
(например, чугун ЧНМХ).
В настоящее время выпускаются следующие материалы.
Асботехнические материалы:
1. Тормозная асбестовая тканая лента типа А для легких условий
трения (битумная пропитка), ГОСТ 1198-55, производства Ленин-
градского завода асботехнических изделий (АТИ).
2. Тормозная асбестовая тканая лента типа Б для легких условий
трения (масляная пропитка), ГОСТ 1198-55, производства Ураль-
ского и Егорьевского заводов АТИ.
3. Материал 6КХ-1, асбокаучуковый, применяемый для изго-
товления тормозных накладок в автомобилях ГАЗ-51 (горячее фор-
мование) и ЗИЛ-150 (холодное формование), дисков сцепления в
автомобиле ЗИЛ-150 (горячее формование). Производятся эти изде-
лия Ярославским заводом АТИ и Тамбовским заводом резино-
и асботехнических изделий.
4. Материал 6КВ-10, асбокаучуковый, для средних условий
трения примепяется в виде вальцованной ленты; изделия из мате-
риала 6КВ-10 производятся Ярославским заводом АТИ и Тамбов-
ским заводом РТ и АИ. Он применяется для изготовления железно-
дорожных колодок.
5. Материал 7КФ-31 на комбинированном связующем каучуке
и крезол-формальдегидной смоле с наполнителем асбестом для
средних условий трения; из него изготовляют диски сцепления
автомобилей МАЗ-200, трактора «Беларусь» и автомобилей ЗИЛ-150.
,6. Материал 6КФ-32, асбокаучуковый для средних условий
трения (накладки тормоза автомобиля ЗИЛ-110).
7. Материал 6КФ-38 применяется для накладок тормозов легко-
вых автомобилей «Победа», «Волга», ГАЗ-12; накладки выпускаются
Ярославским заводом АТИ..
126
8. Материал 6КХ-15, асбокаучуковый (пластмасса 22), хорошо
работает в средних, а иногда и в тяжелых условиях трения. Для
последнего случая характерен устойчивый коэффициент трепия при
значительном износе.
9. Материал ретипакс марки ФК-24а, асбосмоляной, приме-
няется в тормозах нефтебуровых лебедок, шагающих экскаваторов
и других машин (Тамбовский завод резипо- и асботехнических
изделий).
10. Материал ретинакс марки ФК-16, асбосмоляной, широко
применяется в тормозах современных пассажирских самолетов и
в тяжелопагруженпых тормозах других машин (Тамбовский за-
вод резино- и асботехнических изделий).
Металлокерамические материалы:
1. Металлокерамика МК-5 на медпой основе, применяется для
различного типа фрикционных устройств (большей частые с масля-
ной ванной):
2. Металлокерамика ФМК-11 па железной основе, применяется
для тяжелонагружеппых тормозов.
Некоторые зарубежные материалы:
1. Асбокаучуковый материал американской фирмы «Марион»
применяется в тормозах экскаваторов этой же фирмы.
2. Американский фрикционный материал «Кобра» используется
для изготовления тормозных железнодорожных колодок.
3. Английский асбофрикционпый материал феродо АМ2 приме-
няется для накладок тормозных колодок легковых и грузовых авто-
мобилей большой мощности.
4. Английский металлокерамический материал феродо СМ3 на
основе бронзы, применяется для муфт сцепления грузовых автомо-
билей большой мощности и тракторов.
5. Английский фрикционный материал феродо МС21 — для на-
кладок тормозных колодок грузовых автомобилей большой мощ-
ности и экскаваторов. Феродо МС21 состоит из прессованной асбе-
стовой композиции, включающей частицы алюминия.
В табл. 62 и 63 приведены некоторые данные по асбофрикциоп-
ным материалам.
Таблица 62
Типичный состав асбофрикционных материалов в %
Наименование ингредиентов 1 Марна материала 1 Наименование ингредиентов Марна материала
6КХ-1 Ц-29 52 6КХ-1 Ц-29-52
Асбест Vc ... Асбест IVc . . . Каучук СКВ . . Сера Каптакс .... 45 15 3 0,10 42 | 2,2 0,22 Тиурам .... Окись цинка . . Железный сурик Прочие 0,10 10,2 26,6 0,14 11 20 10
127
Таблица 63
Физико-механические свойства некоторых асбофрикционных материалов
Параметры Марка материала
6KX-J 7 КФ-3 i ФК-24а
Удельный вес в г/см* Сопротивление разрыву в жГ/.и.и2 Сопротивление срезу, в кГ/мм2- . . . Твердость ЯВ . . Теплопроводность в ккал/м час град Теплоемкость в ккал/кг град .... 2,1 5,2 25 0,315 1,79 20 0,48 0,269 1,82 3,0 4,8 33 0,57 0,231
В табл. 64 приведены свойства металлокерамических материалов
на медпой и железной основе (П. И. Бебпев, Новые виды металло-
керамических изделий, изд. Всесоюзного Института Научно-техни-
ческой информации, тема 4 М57-370-8, 1957).
Таблица 64
Физико-механические свойства металлокерамических материалов
Параметры Металлокерамический материал
На медной основе МК-5 На железной основе ФМК-11
Удельный вес в г]см* Твердость НВ при 20° . » » j 60° . .’ » » » 500° . Сопротивление срезу в кГ(мм* Предел прочности при сжатии в кГ]ммг . . Предел прочности при растяжении в кГ[мм* Коэффициент трения по чугуну без смазки (при нагрузке 20 кГ/см?) Коэффициент лнпейного расширения при 20—500° Теплопроводность при 100—600° в ккал/см сек град Максимально допустимая рабочая темпера- тура (в момент торможепия) в °C 5,8-6,0 18-25 25—28 10-12 6—7 25,0—28,0 2,0-4,0 0,26-0,35 17,6 • 10“6 22 • 10“6 0,095—0,100 300—350 (при работе в условиях су- хого трения) 6,0-6,5 60-80 10—15 50,0—70,0 8,0-10,0 0.40—0,50 10-10“6 12-10“ 6 850-950°
В табл. 65 и 66 помещены коэффициенты трения асбофрикцион-
ных и металлокерамических материалов в зависимости от темпера-
туры.
428
Зависимость коэффициентов трения скольжения асбофрикционных материалов от температуры
фрикционная теплостойкость
Данные получены па машине И-47
Я 3 с 2 Для тормозных на- кладок автомобилей ГАЗ-51, ЗИЛ-150 и ле- бедки Л1-4 Для тормозных на- кладок (камерные тор- моза самолетов) Для тормозных на- кладок автомобилей «Победа» и ГАЗ-12 Для дисков сцепления
490-500 0,3 0,14 1 1 1
400-420 оо сосч до 0,2 0,17 0,3 0,09 0,35 0,06
и 1 | 360-380 юсч о о СЧ ю соеч do 0,21 0,19 1
сература в * 300—320 1 | 0,36 оо
Теми 230-260 1 1 1 0,54 0,12
120—130 Г- СЧ ю ю оо ' 0,6 0,42 1 1
001 1 1 СЧ ою do 1
О оо 1 1 1 1
Материал 6КХ-1 6КХ-15 6КФ-32 7КФ-31
9 Заказ 90.
Продолжение табл. 65
Назначение Для разнообразных тормозных узлов в лег- ких условиях трепия . 1 Для тормозных узлов в легких условиях тре- ния Для тормозных узлов в средних условиях тре- пия । Для тяжелояагружон- ных тормозов Материал работоспо- собен до 1000—1100°, сохраняя коэффициент трепия 0,25—0,3
490—500 1 1 1 Т-4 О 1.0 ю COST оо
О 1 о [ 1 1 СО о 1
и 360-380 1 1 0,07 0,02 см со СМ ТМ оо 1
» а 4? Л о> О С1 о «5 » 0,08 1 СО со О О счо со со О С5 об
к § Ен 230-260 SS‘O—0S‘0 0.25 0,27 0,24 0,41 0,38 1
120-130 1 о СО г- со со о о 0,41 042 1
100 0,35— 0,33 1 0,4 0,67 О о 0,41
1 1 00 со о 0,39 О s!< О
Материал Тормозная асбесто- вая лента (феродо) с битумной пропит- кой, тип А55 ГОСТ 1198-55 Тормозная асбесто- вая лента (феродо) с масляной пропит- кой, ГОСТ 1198-55 тин Б Материал 6КВ-10 Материал рстияакс марки ФК-16л Материал ретинакс марки ФК 16-л, приж- женный
Примечание. Данные получены на машине И-47 в лаборатории трения Института машиноведения при трении по чугуну
ЧПМХ (по методике РТМ 6-60).
130
Таблица 7 66
Зависимость коэффициента трения металлокерамических фрикционных
материалов от температуры при трении по чугуну ЧНМХ
Данные получены па машине И-47
Материал Температура в °с
80 100 120-130 230-260 300-320 360-380 400-420 490-500
ФМК-11 0,55 0,53 0,5 0,31 0,27 0,25 0,28 0,30 0,32 0,33 0,37
МК5 0,22 0,22 0,22 0,24 0,25 0,25 0,26 0,26 0.27 0,28 0,29 0,3
Для легких условий трепия при малом коэффициенте взаимного
перекрытия коэффициент трепия и износ фрикционных материалов
в паре с чугуном СЧ 15-32 определяются на пальчиковой машине
(табл. 67).
В табл. 08 и 69 приведены свойства американских и английских
фрикционных материалов.
В настоящее время в качестве фрикционных материалов наиболее
рационально применять пластмассы, особенно после создания
весьма теплостойких пластмассовых тормозных материалов типа
ретипакс. В отличие от других фрикционных материалов ретинакс
повышает свои фрикционные качества после ряда первых торможе-
ний, т. е. его коэффициент трепия после приработки увеличивается.
В табл. 70 приведены коэффициенты трения сырого и прижженного
материала ретинакс марки ФК-24а.
В наиболее тяжелых условиях трения целесообразно примене-
ние металлокерамики па железной основе.
В табл. 71 приведены данные по изменению интенсивности изна-
шивания отечественных и зарубежных фрикционных материалов,
в зависимости от температуры.
Кроме приведенных выше фрикционных материалов без смазки
в ряде конструкций применяются фрикционные материалы, рабо-
тающие в условиях граничного трения.
В табл72 и 73 приведены соответствующие экспериментальные
данные, полученные на машине трения И-47.
Сорт применяемой смазки оказывает большое влияние па коэф-
фициент трепия и на устойчивость его в зависимости от внешних
условий. Последнее особенно важно. Исследования Спраджа и Кан-
нингхема, проводивших подбор присадок применительно к фрик-
ционным устройствам механизмов блокировки дифференциалов
9*
131
Таблица 67
Коэффициенты трения и износ основных фрикционных материалов,
полученные при испытаниях на пальчиковой машине трения
Материал _ Изделие Коэффициент трения Износ за 2 чае, в мм
Тормозная ас- бестовая тканая лента типа А Лента 80X8 мм 0,43-0,47 0,20
То же типа Б Лента 80x8 .и,и 0,51—0,50 0,11-0,13
6КХ-1 Тормозные пакладки авто- мобилей ГАЗ-51, ЗИЛ-150 и диски сцепления автомобиля ЗИЛ-150 0,40-0,46 0,14-0,20
7КФ-31 Диски сцепления автомоби- ля МАЗ-200 и трактора «Бе- ларусь» 0,36-0,40 0,06-0,10
6КХ-15 Колодки камерного авиа- ционного тормоза 0,40-0,45 0,10-0,17
6КФ-38 Тормозные пакладки легко- вых автомобилей «Победа» и ГАЗ-12 0,40-0,45 0,11-0,16
6КФ-32 Тормозные накладки авто- мобиля ЗИЛ-110 0,38-0,42 0,10—0,14
ФК-24а Колодки тормоза экскава- тора ЭШ 4/40 0,33-0,38 0,08-0,14
ФК-16л Колодки камерного и ди- скового авиационных тормо- зов 0,36-0,40 0,11—0,15
132
Таблица 68
Зависимость коэффициента трения скольжения американских^
фрикционных материалов от температуры — фрикционная теплостойкость
Материал Температура в °C Назначение
О со О о 120—180 230—260 300—320 360—380 © см *ч* 1 С5 Ч-f 490—500
«Марион» 0,45 0,45 0,45 0,44 0,41 0,35 0,31 0,23 0,21 0,20 0,19 •' ! 1 0,20 Для тормозов эк- скаваторов
«Кобра» 0,47 0,50 0,51 0,25 0,24 0,11 0,09 — '— — Для колодок же- лезнодорожных тор- мозов
Ир'имсчание. Данные получены на машине И-47 в лаборатории трепия Инсти- тута машиноведения при испытании материалов по стандартной методике РТМ 6*60-
Таблица 69
Физико-механические свойства английских фрикционных материалов
Параметры феродо АМ-2 Феродо ОМ-3 Феродо МС-21
Предел прочности в кГ/c.u2 при: растяжении срезе сжатии Удельный вес в е/см* 130 90 1125 1,66 460 650 ' 6 290 130 985
Коэффициент трения 0,3—0,38 0,3-0,36 0,38
Материал контртела при троими Мелкозернистый легированный чугун или кованая сталь, НВ > 175 — Мелкозернистый серый чугун или ко- ваная сталь, НВ > > 200
Предельная темпера- тура при трении (крат- ковременная) в °C 385 — 400
Предельная темпера- тура при трецпи в °C 180 — 175 ।
133
Табл и ц а 70
Изменение коэффициента трения материала ретинаке
марки ФК -24а в зависимости от температуры
Состояние материала ретинаке марки ФК-24а Температура в °C
100 200 300 400 500 600 700
Сырой 0,42 0,39 0,26 0,14 0,15 0,18 0,24
Прижженный ........ — 0,62 0,61 0,52 0.27 0,25 0,27
Примечание. Испытания проводились по стандартной методике РТМ6-60.
Таблица 71 -
Зависимоеть интенсивности изнашивания фрикционных материалов
от температуры нрп трении их по чугуну ЧНМХ
Материал Температура в °C
80 100 120—130|230—260 300—320 360—380 400-420 430-500
6КХ-1 6КВ-10 ФК-24а ФК-16л «Марион» «Кобра» ФМК-И МК-5 5 2 3 И 2 16 8 32 А 5 2 3 12 2 15 Мст< 8 25 сботехш 5 2 2 14 2 13-11 тллокера 10 18-16 сческие 8-10 3-4 1 16-14 3-4 6-10 мячески 10-8 5-4 материал 11-12 5-7 2 13-11 5-6 20-24 е матер! 7-6 2-1 ТЫ 15-18 13-22 4-5' 10-9 9—10 40-52 >алы 6 -1 22-25 36-45 6-8 9 12-14 58-64 5 —1 >100 >100 12—13 13-15 21—22 > 100 5 —1
Примечание. В таблице приведены величины весовой интенсивности изна- шивания в ме/кГм-юз.
Таблица 72
Изменение коэффициента трення
фрикционных материалов
в зависимости от температуры
при трении ео смазкой (автол 4)
по чугуну ЧНМХ
Таблица 73
Изменение интенсивности
изнашивания фрикционных
материалов в зависимости
от температуры при трении
со смазкой но чугуну ЧНМХ
Материал Температура в °C
50 100 150 200 250
ФК-16л 2 1 1 3
МК-5 23 6 1 3 7
ФМК-11 3 -1 0 1 2
Примечание. В таблице при-
ведены величины весовой интенсив-
ности изнашивания в jne/»r.wlOs.
Материал Температура в °О
50 100 150 200 250
ФК-16л 0,12 0,14 0,12 0,11
МК-5 0,13 0,15 0,16 0,18 0,19
ФМК-11 0,11 0,10. 0,12 0,10 0,12
134
автомобилей, показали, что наиболее постоянное значение коэффи-
циента трения дает присадка стеариновой кислоты. Оптимальная
концентрация стеариновой кислоты в этом случае составляет 0,25%.
Некоторая стабилизация коэффициента трепия наблюдается также
при применении осерпс-нпого спермацетового масла и непредель-
ных жирных кислот (например олеиновой), однако в меньшей сте-
пени, чем в случае стеариновой кислоты. Кроме того, в процессе
окисления масла с присадками осернепного спермацетового жира
или олеиновой кислоты антифрикционные свойства сильно
меняются.
ГЛАВА iV
^ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ
ТРЕНИЯ КАЧЕНИЯ И СКОЛЬЖЕНИЯ КОЛЕС И ПОЛОЗЬЕВ
ПО ОПОРНОЙ ПОВЕРХНОСТИ
ОБОЗНАЧЕНИЯ И ТЕРМИНОЛОГИЯ
Коэффициентом сцепления, ф между колесом и опорной поверх-
ностью называется отношение максимальной реакции Тщах в зоне
контакта к нормальной реакции действующей па колесо:
где Мф — момент по сцеплению колеса с дорогой;
/й — динамический радиус (расстояние от ’ оси колеса до гори-
зонтальной плоскости, проходящей через равнодействую-
щую касательных реакций в зоне контакта);
ф — безразмерная величина; в железнодорожной практике
часто пользуются величиной фу в кПт.
Для железнодорожных экипажей силу 7’маХ можно считать рав-
ной силе Т, пренебрегая упругой деформацией колеса, а динамичес-
кий радиус — равным радиусу колеса.
Предельным или идеальным коэффициентом сцепления ф 0 одиноч-
ной оси называется отношение наибольшего тягового (или тормоз-
ного) усилия к вертикальному давлению в момент начала буксова-
ния или юза, что по существу равно коэффициенту трения покоя.
Коэффициентом сцепления локомотива фь называется условная
величина, равная отношению наибольшего тягового или тормоз-
ного усилия к сцепному весу локомотива.
Коэффициентом использования сцепного веса называется отно-
шение коэффициента сцеплсниярюкомотива к предельному коэф-
фициенту сцепления лимитирующей оси.
Лимитирующей осью называется ось локомотива с индивидуаль-
ным приводом, у которой величина удельного касательного усилия
больше, чем у других осей.
Упругим скольжением называется такое скольжение, при котором
происходит смещение волокон колеса и опорной поверхности в раз-
ные стороны под действием вращающего момента на колесе, что
136
называется жесткое про-
Фиг. 94. Схема сил, действую-
щих па ведомое колесо.
обусловливает трогание колеса с места. В теории это явление назы-
вают предварительным смещением.
Принудительным проскальзыванием называется жесткое про-
скальзывание колес, возникающее в результате превышения силой
тяги или силой торможения предельной величины силы сцепления.
Эксплуатационным проскальзыванием
скальзывание колес относительно опор-
ной поверхности, вызываемое различ-
ными эксплуатационными факторами
(неодинаковые диаметры колес, конус-
ность бандажей, влияние локомотива,
принудительная установка колес в рель-
совой колее, неровности пути и т. д.).
Перемежающимся буксованием на-
зывается буксование колес поезда
) или экипажа под действием изменения
нагрузки на колеса в результате пе-
। ровностей пути и вибрации рессор.
В данном разделе приняты следу ю-
I щие обозначения:
v — скорость движения экипажа или поезда в км!час\
и — скорость скольжения колес в км!час',
Мк — крутящий момент па колесе в кГм;
гк — радиус колеса в м или в см\
GK — вертикальная нагрузка па колесо в кГ‘,
Т — тяговое усилие или сопротивление перекатыванию колеса
в т или кГ’,
! Рс — сцепной вес экипажа в т или кГ\
к — коэффициент трения качения, представляющий собой
полухорду зоны сжатия, в см-,
К — коэффициент сопротивления перекатыванию, равный отно-
I шепию плеча сопротивления движению а к динамическому
1 радиусу га ведомого колеса (фиг. 94);
(Ш)
Для железнодорожных экипажей радиус га можно считать рав-
ным радиусу колеса гптл К равным ф.
ПРОЦЕСС КАЧЕНИЯ КОЛЕСА
s При качении колеса по опорной поверхности вследствие’ его
| деформации под действием нагрузки создается площадка касания
’, конечных размеров (фиг. 94). В этом случае на площадке касания
материал колеса будет сжат, а материал опорной поверхности — растя-
нут. При последовательном нарушении контакта в данном месте,
точки опорной поверхности в результате упругости будут стремиться
сблизиться, а точки поверхности колеса будут удаляться друг от друга,
137
что приведет к проскальзыванию поверхностных слоев контактирую-
щих тел.
Область контакта условно разделяют на три участка, из которых
центральный участок, примыкающий к мгновенному центру враще-
ния колеса, является участком сцепления, а периферийная зона
площадки контакта — участком скольжения.
Ниже приведены коэффициенты трепия качения в см, выражен-
ные полухордой зоны сжатия:
Дерево—дерево .................................0,05—0,06
Мягкая сталь—мягкая сталь......................... 0,005
Дерево —сталь .................................0,05—0,04
Шарик из закаленной стали — сталь ............... 0,001
Из табл. 74, в которой приведены коэффициенты трения качения
ходовых колес подъемных кранов [1], видно, что коэффициент
трепия возрастает с увеличением диаметра колеса и зависит
колеса, или сила трения
от конфигурации рельса.
Сопротивление перекатыванию
Таблица 74
Коэффициенты трепия качения в см
ходовых колес подъемных кранов
Диаметры ходовых колес в лън Материал ходовых колес
Сталь । Чугун
Типы рельсом
Пло- ские С выпук- лой го- ловкой типа Р и КР Пло- ские С выпук- лой го- ловкой типа Р п КР
200 0,03 0,04 0,04 0,05
300
400 0,05 0,06 0,06 0,07
500
600 0,06 0,08 0,08 0,09
700
8Q0 0,10 0,12
900 0,07 0,12 0,09 0,14
1000
качения
Т может быть получена по
формуле:
Т = KGK. (112)
Из формул (111) и (112)
следует, что сопротивление
перекатыванию колеса, или
сила трепия качения обратно
пропорциональна радиусу
колеса, пропорциональна па-
грузке на колесо и зависит
от упругих свойств материа-
ла, точнее от гистерезисных
потерь при циклическом на-
гружении.
Для определения сопро-
тивления перекатывания эки-
пажей по грунту (дорожному
полотну) предложена обосно-
ванная В. П. Горячкиным
формула, учитывающая ра-
боту деформирования грунта
T-CV -sb*113’
где Ъ — ширина колеса;
С — коэффициент, завися-
щий от механических свойств
грунта.
138
Для материалов, обладающих упругим последействием и релакса-
цией, выведены особые формулы [4].
Деформации катка и опорной поверхности, предшествующие
смещению колеса под действием окружного усилия Т па ободе,
приводят к предварительным смещениям. При достижении окружным
усилием (силой тяги) величины, равной силе трения покоя, предва-
рительные смещения достигают максимума и переходят в относитель-
ные перемещения колеса по опорной поверхности.
Соответственно этому, в момент трогания с места колеса по
опорной поверхности, коэффициент сцепления ф равен коэффициенту
трения покоя в данных условиях
и, таким образом, коэффициент сцепления определяет силу тяги
одиночной оси.
Коэффициент сцепления колеса с опорной поверхностью зависит
не только от материала и состояния трущихся поверхностей, но
также и от скорости движения экипажа или поезда, скорости сколь-
жения колес и характера привода оси. При этом следует заметить,
что имеется существенная разница между коэффициентами сцепления
колеса или одинарной оси' и условным коэффициентом сцепления
локомотива, так как условный коэффициент сцепления фь является
усредненной величиной, зависящей не только от физических факто-
ров, по и от конструктивных и эксплуатационных особенностей
локомотива. Поэтому при рассмотрении процесса трепия необходимо
брать за основу коэффициент сцепления одиночной оси.
Рядом экспериментальных исследований установлено, что коэф-
фициент сцепления одиночной оси уменьшается с увеличением
скорости движения поезда, однако при электрической тяге увеличе-
ние числа независимых цепей двигателей повышает коэффициент
сцепления всего локомотива даже в том случае, если при этом воз-
растает скорость (см. фиг. 105).
Указанное обстоятельство объясняется конструктивными разли-
чиями между паровозами и электровозами: диаметры колес парово-
зов больше диаметров колес электровозов. Наличие сцепных дышел
у паровозов, значительная жесткая база и большие неуравновешен-
ные горизонтальные силы увеличивают скольжение колес паровоза
по сравнению с электровозом.
В том случае, когда крутящий или тормозной момент превышает
момент сил трения на ободе колеса, возникает принудительное сколь-
жение, выражающееся в буксовании и юзе колес.
Исследование показало, что зависимость коэффициента сцепления
от скорости проскальзывания в пределах от 0 до 50 км!час может
быть представлена эмпирической формулой [3]
%=Фо itS' ’
139
где — коэффициент сцепления при принудительном проскаль-
зывании;
а и Ъ — числовые параметры, пе зависящие от условий сцепле-
ния, но зависящие от скорости поступательного движе-
ния, а при юзе — от скорости скольжения юзующей
пары.
Параметры а и b имеют следующие значения:
Скорость v в км/час .... О 5—10 15 и более
а в час/км .............. 0,039 0,015 0,008
Ъ » » ............. 0,204 0,097 0,066
Для интервала скоростей 0—150 км/час имеется формула для
коэффициента сцепления в зависимости от скорости движения [5]
ф = 0,24 — 0,0007».] (115)
Для определения коэффициентов сцепления паровозов и тепло-
возов применяется формула ЦНИИ МПС
(116>
Помимо принудительного скольжения, непосредственно опреде-
ляющегося величиной коэффициента сцепления, существует еще
буксование колес вследствие периодических изменений нагрузки на
колеса под действием неровностей пути и вибрации рессор. Это явле-
ние исследовано Д. К. Миповым (перемежающееся буксование).
Менее подробно исследовано скольжение колес в результате
принудительной установки колес и виляния локомотива.
Удельное сопротивление wo движению поезда, помимо сопроти-
вления перекатыванию, слагается из трения в буксах и сопротивле-
ния воздуха. Удельное сопротивление грузовых вагонов опреде-
ляют по следующей эмпирической формуле:
i»0 = 0,7 + -+0,1 ^°-Q025 VL кГ/m, (117)
где — средняя нагрузка от оси вагона па рельсы в т.
Для пассажирских цельнометаллических вагонов
i»0 = 1,2 + 0,012’» + 0,0002 + v ‘
Последний член в этой формуле учитывается только при ско-
рости выше 20 км/час.
Условия качения колеса автомобиля отличаются от условий каче-
ния на железнодорожном транспорте с количественной стороны:
140
при движении автомобиля меньше сказывается скольжение за счет
принудительной установки колес, зато больше возможностей возник-
новения бокового скольжения шипы; появляются значительные по-
тери на присасывание шипы' к опорной поверхности и потери па вну-
треннее трепие, зависящие от давления воздуха в шипе.
В тракторах (по данным Е. Г. Исаева) наибольшие потери на
трение между гусеницами и опорной поверхностью появляются
в период поворота гусеничного трактора. Суммарный момент сил
сопротивления повороту трактора зависит от радиуса поворота,
физико-механических свойств почвы и конструктивных параметров
трактора (в частности, от конструкции и материала гусениц, площади
и характера опорных поверхностей).
Для определения суммарного момента сил сопротивления пово-
роту трактора предлагается формула
(118)
где G — вес трактора;
L — длина опорной поверхности гусениц;
р. — коэффициент сопротивления повороту, не эквивалентный
коэффициенту сцепления.
Коэффициент сопротивления повороту
— /1-57? +, (119)
где R — радиус поворота трактора;
А, В и С — коэффициенты, зависящие от физико-мехапических
свойств почвы п конструктивных параметров трак-
тора.
При установившемся движении поворачивающий момент, равный
моменту сил сопротивления повороту, будет иметь следующее выра-
жение:
М - 0,5 В (Tz - Л + Tfl - Tfa),
где В — колея трактора;
Ti и Тз — касательные силы тяги соответственно забегающей
и отстающей гусениц;
и — силы сопротивления качению соответственно забе-
гающей и отстающей гусениц.
Можно отметить, что при плавных поворотах трактора (7? > 15 м
для пахоты и стерни и В > 10 м для целины) сила сопротивления
качению не зависит от радиуса поворота R. При крутых поворотах
сила сопротивления качению тем больше, чем более интенсивен
процесс валообразования почвы.
Коэффициент сопротивления повороту р, в значительной мере
также зависит от длины опорной поверхности гусениц.
141
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ СЦЕПЛЕНИЯ КОЛЕС
С ДОРОГОЙ
Метод определения тягового усилия и-неравномерности вращения
колеса заключается в том, что силу тяги поезда измеряют динамо-
метром, помещенным между поездом и конечным вагоном, на оси
которого находится электрическое контактное приспособление, по-
зволяющее определить неравномерность вращения колеса па измеряе-
мой оси.
При торможении между ободом и рельсом возникает горизонталь-
ная окружная сила. Если не принимать во внимание сопротивления
движению вагона, то окружная сила на ободе равна силе тяги, изме-
ряемой динамометром. Известное давление на колесо и окружная сила
на ободе позволяют определить колебания коэффициента трения
в зависимости от скорости поезда и неравномерности вращения колеса
(юз и пробуксовка).
Электрический метод определения тягового усилия и скольжения
колес у электровозов состоит в том, что регистрируется изменение
тока в якорях тяговых электродвигателей при режимах тяги и тормо-
жения и одновремепно посредством электрического датчика отме-
чается неравномерность вращения колес [3].
Коэффициент сцепления между колесом автомобиля и дорогой
определяют па специальном стенде, где нагрузка на колесо пере-
дается через рессору и специальное приспособление, соединенное
с испытуемым колесом через карданный вал, позволяющий переда-
вать вращающий момент па колесо [10]. Вращающий момент изме-
ряют при помощи динамометра. При проведении опыта момент Мк
доводится до пробуксовки колеса. При этом коэффициент сцепления
в момент начала пробуксовки определяется из соотношения (113).
Можно также регистрировать силу тяги на крюке буксира,
однако при этом сила тяги па испытуемые колеса должна быть
приложена по возможности ближе к плоскости дороги; в противном
случае необходимо учитывать изменение нагрузки на колесо. При
полностью блокированных колесах нет разницы между величиной
коэффициента сцепления, подсчитанного по силе тяги и моменту,
в то время как при частичной блокировке колес коэффициент сцепле-
ния, подсчитанный по моменту, больше коэффициента сцепления,
определенного по силе тяги, на величину, обусловленную потерями
на качение колеса [6].
Коэффициент сцепления можно также определить при интенсив-
ном торможении (на границе юза) по величине измеренного отрица-
тельного ускорения или длине тормозного пути [6]:
, IV , г,-2
11 *‘= 256Т’
где w — отрицательное ускорение;
g — ускорение силы тяжести;
v — скорость автомобиля;
L — длина тормозного пути;
142
Этим способом молото определить лишь средние значения коэф-
фициента сцеплспия на участке торможепия от заданной скорости
до нуля.
При боковом скольжении шипы коэффициент сцепления опреде-
ляют на специальном стенде, па котором возможно боковое парал-
лельное перемещение колеса вдоль вала [10]. Осевое перемещение
колеса регистрируется самопишущим механизмом. Измеряется на-
грузка на колесо и сила, смещающая колесо вдоль оси.
Коэффициент сопротивления повороту гусеничных машин опре-
деляют путем измерения крутящего момента на забегающем и отстаю-
щем ведущих колесах и их числа оборотов на рассматриваемом
участке пути, радиуса поворота, длины участка и определения фи-
зико-механических свойств почвы. На основании полученных вели-
чин вычисляют касательные силы тяги и силы сопротивления качению
забегающей и отстающей гусениц и, наконец, значения коэффициен-
тов сопротивления повороту трактора для различных радиусов
поворота, типов почв и скоростей движения.
СЦЕПЛЕНИЕ КОЛЕС ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ ЭКИПАЖЕЙ
С ОПОРНОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ
Но данным ЦНИИ МПС коэффициент сцепления в зависимости от
чистоты бандажей и рельсов изменяется от 0,05 (для бандажей
и рельсов, покрытых пленкой масла, листьями или корочкой льда)
до 0,6 (при чистых рельсах, посыпанных кварцевым песком) [3].
При обычных условиях (сухие рельсы и бапдажи, не подвергнутые
специальной очистке) коэффициент сценлепия одиночной оси при
трогании с места принимается равпым 0,3—0,35.
В табл. 75 приведены средние значения предельных коэффициен-
тов сцепления одиночных осей трамвайных вагонов при разных
условиях сцепления и локомотивов при тормозном режиме [3].
Таблица 75
Средние предельные коэффициенты сцепления одиночной оси
трамвайных вагонов и локомотивов железных дорог
Состояние рельсов Трамвай Доколотигы магистральных железных дорог
Сухие, посыпавшее песком ....... Мокрые, чисто обмытые Сухие вскоре после дождя Сухие в нормальном состоянии Обильно смоченные водой Слегка смоченные -водой . При гололеде При гололеде, посыпанные песком . . . 0,29 0,27 0,25 0,16 0,12 0,10 0,18 0,35 0,22 0,20 0,13
143
Фиг. 95. Зависимость коэффициента сце-
пления фр от скорости движения v локомотива
по данным различных авторов:
1, 2 — Пуаре, Цуидвег; а — Вихерт; 4 — Мюллер;
6 ~ Добровольский; 6 — Мейпеке; 7 — Метиков;
8 — Парода и Тетрель: 9— Штейабауер; 10 — Клей-
нов; и — руаер и Йассьер; 12 — Котер; 13 —
Везиигер; 11— Вагер; 13 — Михель; 16— без.
автора (автомотриса «Зефир»)
На сухих рельсах при умелом использовании песочницы для
электровозов коэффициент сцепления фг равен 0,24—0,26. При рас-
чете принимается минимальное значение коэффициента.
Учитывая, что для одиночной оси электровоза коэффициент
использования сцепного веса приблизительно равен 0,9, следует
принимать ф ^0,264-0,29.
Без пользования песоч-
ницей коэффициент сце-
пления одиночной оси ф s=«
^0,16 -? 0,23.
Средняя величина коэф-
фициента сцепления оди-
ночной оси при тяговом
режиме равна 0,203, т. е.
на 6% выше, чем при
тормозном режиме элек-
тровоза (~ 0,191) [3].
С увеличением скорости
движения коэффициент
сцепления уменьшается
(фиг. 95—97).
Д. К. Минов приводит
сводную таблицу коэффи-
циентов сцепления в зави-
симости от скорости дви-
жения (табл. 76).
В отличие от всех при-
веденных . выше данных
Бычковский установил;
что с увеличением скоро-
сти движения коэффициент,
сцепления переходит через
максимальное значение
(фиг. 98).
Предельный коэффициент сцепления одиночной оси электровоза
мало зависит от характера режима. При тормозном режиме величина
его несколько ниже (фиг. 99 и 100) [3].
Таблица 76
Зависимость коэффициента сцепления локомотива ф£’
от скорости движения по данным различных авторов [8]
• Автор Скорость « в км/час
0 50 100 150
Вихерт . 0,30 0,23 0,12 —
Котер 0,33 0,22 0,18 0,17
Пароди и Тетрель 0,30 0,20 0,15 0,12
Без автора (испытание автомотрисы «Зефир») 0,30 0,27 0,24 0,21
144
При принудительном проскальзывании коэффициент сцепления
резко уменьшается с увеличением скорости движения (фиг. 101).
При юзе взаимодействие между колесом и рельсом характери-
зуется пе коэффициентом сцепления, а коэффициентом трепия сколь-
жения. G увеличением скорости скольжения коэффициент трепия
уменьшается (фиг. 102 и 103).
Для электровозов коэффициенты сцепления выше, чем для паро-
возов, причем коэффициент сцепления электровоза зависит от схе-
мы включения двигателя
(фиг. 104 и 105).
На фиг. 105 дано срав-
нение коэффициентов сце-
пления, полученных Коте-
ром (кривая ab) для локо-
мотива, с коэффициентами
сцепления электровоза
С’с-41 (ВЛ-22), получен-
ными Д. К. Миловым [8]
при испытании тяговых
свойств электровоза.
По Котеру, как и по
данным большинства авто-
ров, коэффициент сцеп-
ления колес локомо-
тива с рельсами падает
с увеличением скорости.
Но это не остается спра-
ведливым для электриче-
i буксование не достигнуто § *
о Первое проскальзывание (5,8
* Начало устойчивого буксования] w §
• * Тоже на влажных рельсах
Фиг. 96. Зависимость предельного коэффи-
циента сцепления фо одиночной оси электро-
воза сории Е19 от скорости движения о [3].
ской тяги. В последнем случае увеличение числа независимых цепей
тяговых двигателей повышает фь, даже если при этом скорость и воз-
растает. Для электровоза Сс-11 коэффициент фь достигает максимума
Фиг. 98. Зависимость коэффициента
сцепления ф от скорости движения
v (по Бычковскому):
1 — нагрузка на ось 15,5 т; 2 — вагрувка
на ось 8,2—9,9 т.
Фиг. 97. Зависимость коэффициента
сцепления фь колес электровоза с рель-
сами от скорости движения v по данным
Мюллера (1928—1939 гг.).
при скорости 30 км/час, соответствующей выходу па автоматическую
характеристику (точка В) при параллельном соединении двигателей,
и минимума при скорости 10 км/час (точка А) при последовательном
соединении.
10 Заказ 90.
145
Фиг. 99. Зависимость пре-
дельного коэффициента сце-
пления фо одиночной оси
электровоза серии ВЛ-22 от
скорости движения v при
тяговом режиме. Рельсы су-
хие в обычном состоянии без
применения песка.
Фиг. 100. Зависимость предельного коэффициента сцеп-
ления фо одиночной оси электровоза серии ВЛ-22М от
скорости движения v при тормозном режиме. Рельсы су-
хие в обычпом состоянии без применения песка.
Фиг. 101. Зависимость коэффициен-
та сцепления ф во время принуди-
тельного проскальзывания от ско-
рости скольжения «для сухих рель-
сов при различной скорости враще-
ния колес:
1 — 0; 2 — 5—10 к.н.'чае; .? — 15 км; час.
циевта трения / во время юза от
скорости скольжения и при раз-
ных условиях сцепления (по
опытам Метцкова):
1 — рельсы сухие, посыпанные песком;
2 — рельсы сухие в обычном состоя-
нии; 3—рельсы влажные в начале
дождя.
146
Фиг. 103. Коэффициент трения /
скольжения колеса о рельс при
юзе по данным Гальтопа.
Фиг. 104. Зависимость коэффициен-
тов сцеплепия ф колес электровозов и
паровозов от скорости движения!?:
1 — по данным Куртпуса и Ктшффлера
(1943 г ); 2— по данным Котсра (1940 г.).
Фиг. 105. Зависимость
коэффициента сцепле-
ния фь колес электро-
воза Сс-11 (ВЛ-22) от
скорости v при различ-
ных схемах включения
электродвигателей [8]
и кривая коэффициента
сцепления для колес
локомотива по Котеру:
А — последовательное сое-
динение электродвигателей;
В — параллельное соедипе-
irae электродвигателей.
Фиг. 106. Зависимость коэффициента сцеплепия ф от скорости
движения v и скорости скольжения и [12].
10*
147
График на фиг.. 106 позволяет рассчитывать предельную скорость
скольжения ио при скорости движения v поезда с проскальзыванием
и. Оптимальное значение коэффициента сцепления, рекомендуемое
железнодорожной практикой, достигается при определенных предель-
ных значениях скорости проскальзывания колеса. Если скорость
скольжения выше предельной ио, то коэффициент ф нежелательно
падает. Штриховые кривые соответствуют скоростям движения, ири
которых по может быть достигнут оптимальный коэффициент сколь-
жения, даже если нет проскальзывания.
На коэффициент сцепления влияет состояние поверхности: при
наличии влаги или грязи на рельсах коэффициент сцепления умень-
шается. Посыпание песком и очистка рельсов водовоздушным прибо-
ром повышают коэффициент сцепления. На фиг. 107—110 изображены
зависимости коэффициента сцепления от скорости при различном
состоянии поверхности рельсов.
СЦЕПЛЕНИЕ КОЛЕС АВТОМОБИЛЕЙ И ТРАКТОРОВ
С ОПОРНОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ
Автомобильные шины еще более чувствительны к состоянию
поверхности, чем ободья колес экипажей железнодорожного тран-
спорта.
Зля коэффициента сцепления шин автомобиля с дорогой прини-
ся следующие' расчетные данные: по твердой сухой дороге
(бетоц, асфальт) для шин низкого давления ф = 0,8 ~ 0,9, а для
шин 'высокого давления ф = 0,6 0,7.
! При влажной или, особенно, при грязной или обледенелой
дороге коэффициент сцеплепия резко снижается и может быть меньше
0,1.
При движении автомобиля по мягкому грунту, когда пробуксо-
вывание колес сопровождается срезанием грунта, коэффициент
Сцепления определяется уже не трением между шиной и опорной
поверхностью, а прочностью грунта на сдвиг [121-
Для плотно утрамбованного на мостовой снега коэффициент
сцеплепия в зависимости от ее состояния имеет следующие значения:
замерзшая мостовая 0,21; обледенелая 0,18; оттаявшая 0,15.
Рисунок протектора также влияет на коэффициент сцепления
(фиг. 111) [121-
Коэффициент сцепления колеса автомобиля с асфальтом и бетоном
мало зависит от давления воздуха в шине (фиг. 112 и 113) [81, но при
езде по сухому песку коэффициент сцепления сильно падает с увели-
чением давления воздуха в шине (фиг. 114) [71.
Кривые зависимости коэффициента сцепления от скорости движе-
ния автомобиля изображены па фиг. 115 [6].
Па коэффициент сцепления колеса существенно влияет износ
дорожного покрытая, что иллюстрируется кривыми на фиг. 116,
полученными при испытании со скоростью 64 км/час [7].
ГЙ
Фиг. 107. Зависимость коэффициента сцепления ф
колеса трамвая с рельсом от скорости движения v
(по Семенову):
1 — сухие рельсы в обычном состоянии; 2 — грязные рельсы.
коэффициента
е рельсом от
(ПО Вихерту):
Фиг. 109. Зависимость
сцеплепия колеса ф
скорости движения v
1 — сухие рельсы; 2— влажные рельсы.
пого коэффициента сцепления фо
одиночной оси трамвайного ваго-
на от скорости движения v [2]:
1 — грязные рельсы; 2 и в — рельсы
покрыты пленкой грязи и льда (во
время гололеда); i — сухие рельсы
в обычном состоянии
149
Фиг. Ш. Зависимость коэффициента сцепления ф колеса автомобиля
с разным рисунком протектора (Л, В, С, В, Е, F, G, Н) от скорости
движения v по различным дорогам:
а — дорога с бетонным покрытием; б — дорога с асфальтовым покрытием; штрихо-
вые линии—сухан дорога; сплошные линии—мокрая дорога.
300 350 400 450 500 550
Фиг. 112. Зависимость коэффициен-
та сцеплепия ф колеса автомобиля
от вертикальной нагрузки GK и дав-
ления воздуха р,„ в шиле размером
7,00—16'' при движении по сухой
и мокрой дороге:
1 — сухой асфальт; 2 — мокрый асфальт;
« - влажный асфальт.
Фиг. 113. Зависимость коэффициента
сцепления ф колеса автомобиля от
вертикальной нагрузки G,. и давле-
ния воздуха рт в шине при движе-
нии по различным поверхностям:
1 — бетон; 2 — асфальт; 3 — дерево.
150
Фиг. 114. Зависимость коэффициента сцеп-
ления ф при движении автомобиля no cj -
хому песку от давления воздуха pw
в шинах:
1 — шипа 11,00—18" ; 2 — шины 12,00—18'
13,00—18 И 14,00—18
<[>иг. 115. Зависимость коэффициента
сцепления ф от скорости движения
v автомобиля по различным поверх-
Фиг. 117. Зависимость коэффициента
сцеплепия ф шин от скорости
бокового скольжения по различ-
ным поверхностям (цифры у кривых
соответствуют вертикальной нагруз-
ке на колесо в кГ):
а — по дереву (бук); б — по асфальту;
е — по бетону.
Фиг. 116. Зависимость коэффи-
циента сцепления ф колеса авто-
мобиля от износа дорожного по-
крытия (при скорости 64 км/час):
151
Из кривых на фиг. 117, а—в видно, что увеличение скорости
бокового скольжения шины значительно влияет па коэффициент
сцепления колес автомобиля: коэффициент сцепления возрастает
с увеличением скорости бокового скольжения [7}.
Коэффициенты сцеплепия шин при движении автомобиля по
разным дорожным покрытиям приведены в табл. 77.
Таблица 77
Коэффициенты сцепления шин при движении автомобиля
по разным дорожным покрытиям [7]
Дорожное покрытие Коэффициент сцепления шин
Наименование Состояние высокого давления НИЗКОГО давления высокой про ходимости
Асфальтобетонное Сухое 0,5-0,7 0,7-0,8 (1,00) 0,7-0,8 (1,0)
или бетонное Мокрое 0,35—0,45 0,45-0,55 0,5-0,6
покрытие Покрытое грязью 0,25-0,45 0,25-0,40 0,25-0,45
Булыжное Сухое 0,40-0,50 0,50-0,55 0,6-0,7
покрытие
Щебеночное покрытие 0,50-0,60 0,60-0,70 0,6-0,7
То же Мокрое 0,3-0,4 0,4-0,5 0,5-0,6
Грунтовая дорога Сухая 0,40-0,50 0,5-0,6 0,5-0,6
То же После дождя 0,20-0,40 0,3-0,45 0,35-0,5
» » В период распутицы 0,15-0,25 0,15-0,25 0,20—0,30
Целина летом:
песок Влажный 0,35-0,40 0,40-0,50 0,40—0,50
Сухой 0,20-0,30 0,22-0,40 0,20-0.30
суглинок 0,40-0,50 0,45-0,55 0,40-0,50
Увлажненный до пластического состояния 0,20-0,40 0,25-0,40 0,30-0,40
Увлажненный до текучего состояния 0,15-0,20 0,15—0,25 0,15-0,25
Целина зимой:
снег Рыхлый 0,20-0,30 0,20-0 40 0,20-0,40
Укатанный (ука- танная дорога) 0,15-0,20 0,20-0,25 0,30-0,50
Обледенелая дорога и Температура воздуха ниже 0° 0,08-0,15 0,10-0,20 0,05-0,10
гладкий лед
Закон изменения коэффициента сцепления резины, применяемой
в качестве башмаков на гусеничных машинах, при трогании с места
со скоростью v = 1 м.м!сек по различным покрытиям, соответствует
формуле двучленного закона трения
где а и р — параметры трения (см. табл. 78);
р — давление, представляющее собой отношение нагрузки
к площади отпечатка, в кГ1см?.
162
Таблица 78
Параметры трения а и Д для резины,
скользящей по различным поверхностям
Поверхность а р Поверхность а 3
Сухой асфальт .... То же, с песком .... Влажяый асфальт . . . 0,5 0,19 0,27 0,67 0,55 0,68 Асфальт, загрязненный глиной ....... Мягкая сталь .... Фанера 0,23 0,49 0,37 0,44 0,71 0,87
Результаты получены па натуральных образцах, причем площадь
отпечатка изменялась в пределах 100—400 см2.
Таблица 79
Коэффициенты сцеплепия для тракторов [8]
Поверхность Тракторы
со шпорами на колесах с балло- нами с гусе- ницами
Асфальт Сухая укатанная дорога на глиняном — 0,7 —
грунте * 0,8 0,8 1,0
То же, на песчаном грунте 1,0 0,7 1,1
» » на черноземе 0,6 0,6 0,9
Влажный скошенный луг 1,0 0,7 1,2
То ясе, искошенный Влажная стерня 0,8 0,5 0,6
0,7 0,6 0,9
Слежавшаяся пахота 0,4 0,5 0,6
Свожевспаханное поле 0,3 0,4 0.7
Влажный песок 0,2 0,4 0,5
Сухой песок 0,2 0,3 0,4
Болото 0,2 0,1 0,3
Укатанная снежпая дорога 0,4 0,3 0,6
Коэффициент сцепления для тракторов колеблется в широких
пределах в зависимости от характера ведущих органов и почвы.
Средние значения коэффициентов сцепления по данным Е. Д. Львова
приведены в табл. 79.
Кроме коэффициентов сцепления большое значение имеют также
коэффициенты сопротивления перекатыванию (табл. 80 и 81).
Зависимость коэффициента сопротивления перекатыванию колеса
от скорости качения показана на фиг. 118 при различной величине
нагрузки на шину. Из кривых видно, что нагрузка на шину
мало влияет на величину коэффициента сопротивления перекаты-
ванию.
153
Таблица 80
Коэффициенты сопротивления перекатыванию К для тракторов (8]
Поверхност) Тракторы ।
со стальным» колесами с баяло- ' нами с гусе- ницами
Асфальт Проселочная укатанная сухая дорога: 0,2 0,015 0,06
глинистый грунт 0,05 0,03 0,06
песчаный грунт 0,06 0,04 0,06
чернозем 0,08 0,05 0,07
Влажный луг 0,14 0,08 0,07
Влажная стерня 0,15 0,10 0,08
Слежавшаяся пахота 0,16 0,12 0,08
Влажный песок 0,20 0,16 0,10
Свежевспаханпое поле 0,20 0,18 0,10
бухой песок 0,30 0,20 0,15
Сырое болото 0,40 0,25 0,15
Укатанная снежная дорога . 0,05 0,03 0,06
Таблица 81
Коэффициенты сопротивления перекатыванию К автомобилей и тракторов
при движении ио различным дорогам в зависимости
от типа шив и скорости [11]
Тип дороги Массивные шины Пневматические шины
Скорость движения в км; час
16 24 40 56
Асфальтобетонная (пес- чаный асфальт) . . . Асфальтобетонная (крупнозернистый ас- фальт) Бетонная Торцовая Клинкерная Брусчатая Гравийная Грунтовая Булыжная и осколочная Щебеночная .' 0,012—0,016 0,014-0,015 0,014—0,016 0,016 0,014-0,017 0,015-0,028 0,020-0,025 0,025-0,031 0,025-0,050 0,030-0,040 Г 0,010-0,014 0,011—0,012 0,010-0,014 0,014 0,012-0,014 0,015-0,025 0,013-0,023 0,023-0,027 0,020-0,040 0,025-0,035 0,012—0,016 0,014-0,015 0,012-0,016 0,015 0,014-0,017 0,018-0,028 0,020-0,025 0,024-0,028 0,025—0,040 0,030-0,040 0,016-0,019 0,017-0,018 0,016-0,019 0,018 0,017-0,021 0,020-0,030 0,025-0,030 0,030-0,033 0,050 0,040
G увеличением давления воздуха в шине коэффициент сопротивле-
ния перекатыванию падает (фиг. 119). Коэффициент сопротивления
перекатыванию возрастает с увеличением скорости качения колеса.
154
Е. А. Чудаковым [10] предложена аналитическая зависимость
коэффициента сопротивления перекатыванию от величины переда-
ваемого колесом момента Мк:
Фиг. 119. Зависимость коэффициента
сопротивления перекатыванию К от
скорости при различных давлениях
воздуха в шипе (шипа 7,50—16";
GK = 720 кГ);
1-Р№ =(,5 кГ/е.и2; 2 — — 2.5 кГ'сл»1;
3 — р1(, =3,0 кГ;С.иа.
Фиг. 118. Зависимость коэффициента
сопротивления перекатыванию К
от скорости качения колеса при
различной нагрузке (шипа 7,50—
—16", давление в шине 2,5 »Z7c.wa):
1 — GK = 500 кГ; 2 — вк = 730 «Г;
3 — Gjg — 900 кГ.
Коэффициент сопротивления
увода и угла наклона колеса.
качению зависит также от угла
Опытные данные по зависимости
коэффициента сопротивления перекатыва-
нию от угла наклона колеса приведены
на фиг. 120. Опи получены при движепии
колеса по гладкой горизонтальной пло-
скости под нагрузкой на шину 450 кГ.
Из графиков видно, что коэффициент
сопротивления перекатыванию увеличи-
вается пропорционально углу наклона
колеса.
Фиг. 120. Зависимость
коэффициента сопротивле-
ния перекатыванию К от
угла а наклона колеса при
различном давлении в шине
(шипа 6,00—16"; 6\—
= 450 кГ}:
1 — = 1.5 кГ/с-к2; 2 — =
- 2,0 КГ/СЛ12; 3 — -pw =
= 2,5 кГ/сл<2.
пахоты р — 0,1, для
= 0,25.
Для определения сопротивления по-
вороту гусеничного трактора Е. Г. Исае-
вым даются следующие значения коэф-
фициента сопротивления повороту р для
различных агротехнических состояний
почвы: при поворотах на месте при ра-
диусе, приблизительно равном половине
ширины колеи, для пахоты р =1,0, для
стерни р — 0,9, для целины р = 0,7.
При поворотах с R = 20 м для
стерни р = 0,15, для целины р
155
ТРЕНИЕ ПОЛОЗЬЕВ
Для транспортных средств па полозьях, т. о. для саней, прицепов
на полозьях и для лыж, необходимо знать коэффициенты трения
скольжения их по снегу, чтобы определить тяговые усилия и наивы-
годнейшие материалы для легкого скольжения лыж.
Для тракторных прицепов па полозьях при определении тяговых
усилий, необходимых для их перемещения, принимают (по А. А. Гор-
бунову), что коэффициент трения скольжения деревянных полозьев
по плотному снегу равен 0,035; металлических полозьев по снегу
0,02.
Коэффициенты трения для деревянных полозьев, в зависимости
от плотности снега, принимают следующие:
. . 0,1 0,15 0,24 0,37 0,44 0,50 0,53
0,1 0,09 0,08 0,06 0,045 0,03 0,02
Эти данные могут быть выражены
следующей эмпирической формулой:
/ = 0,123-0,181 р,
где р— плотность снега в г/см3.
Коэффициенты трепия по снегу
и льду для различных материалов
и покрытий, применяемых. для лыж,
приведены в табл. 82 и на фиг. 121 [121-
Из табл. 82 видно, что при скорости
3 см/сек коэффициент трения движения
близок к коэффициенту трепия покоя,
а с увеличением скорости всего лишь
до 5 см/сек коэффициент трения умень-
шается почти в 10 раз. Самые низкие
значения коэффициента трения полу-
чены при трении по льду вощеного
Плотность снега в г/сл»»
Коэффициенты трения . .
Фиг. 121. Зависимость коэф-
фициента трения скольжения /
от температуры воздуха t для
лыж с различными пленками,
нанесенными на поверхносгь дерева.
скольжения: На фиг. приведены коэффициен-
норвежский'' вос^ ты трения различных пленок, нанесен-
4 — швейцарский воск; 5 — теф- ных на дерево, по снегу в зависимости
пои' от температуры. Коэффициент трепия
• ’ пленки политетрафторэтилена (тефлона)
еще меньше, чем коэффициент трения вощеного дерева. При этом
коэффициент трения политетрафторэтилена мало меняется с тем-
пературой.
Коэффициент трения вощеных лыж по снегу возрастает с пони-
жением температуры, по менее резко, чем лыж, смазанных парафи-
ном, и лакированных лыж.
156
Таблица 82
Влияние скорости на коэффициент трения при температуре льда минус 10°
Поверхность лыж Коэффициенты трепия
ПОКОЯ при скорости 3 см 1 сек яри скорости 5 см / сек
Вощеное дерево 0,20 0,18 0,02
Лакированное дерево 0,40 0,36 0,03
Перспекс (плексиглас) 0,35 0,32 0,03
Алюминий 0 38 0,34 0,04
Выводы
1. С увеличением скорости движения экипажа коэффициент
сцепления колеса с опорной поверхностью уменьшается.
2. Наличие пленок влаги, грязи и листьев па дороге сильно
снижает коэффициент сцепления колес с опорной поверхностью.
Тщательная очистка поверхности и применение песка действуют оди-
наково, резко повышая коэффициент сцеплепия. Наличие большого
количества воды па асфальте повышает коэффициент сцеплепия
загрязненного асфальта.
3. Коэффициенты сцепления колёс с опорной поверхностью мало
зависят от нагрузки на колесо, за исключением случая бокового
скольжения шип автомобиля.
4. Средняя величина коэффициента сцепления одиночной оси
локомотива при тяговом режиме несколько выше, чем прп тормоз-
ном (па (5% по данным ВНИИЖТ).
5. Коэффициенты сцепления колеса поезда с рельсом возрастают
с увеличением проскальзывания колеса.
б, Прп электрической тяге’ увеличение числа независимых цепей
тяговых двигателе!! повышает коэффициент сцепления локомотива.
Коэффициенты сцепления колес электровозов выше, чем коэффи-
циенты сцепления паровозов с рельсами, вследствие конструктивных
различий электровозов и паровозов,
7. Коэффициенты трения лыж по снегу падают с увеличением
плотности снега и возрастают с понижением температуры воздуха.
Самые низкие коэффициенты трения лыж получаются для покрытий
политетрафторэтиленом.
ГЛАВА V
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ
ТРЕНИЯ В ДЕТАЛЯХ МАШИН
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В БОЛТОВЫХ И ЗАКЛЕПОЧНЫХ
СОЕДИНЕНИЯХ
Момент, прикладываемый к затягиваемому болту, по данным
Л. С. Долгинова связан с величиной усилия, растягивающего болт,
зависимостью, в которую входит величина коэффициента трепия
в болтовом соединении:
М’ = Р (rcp кГ см, (120)
где Р — растягивающее усилие в кГ;
гср — средний радиус резьбы в см;
а — угол подъема резьбы;
R и т — соответственно наружный и внутренний радиусы поверх-
ности соприкосновения между гайкой и шайбой в см;
f — средний коэффициент трения в резьбе и на поверхности
касания гайки и шайбы.
При расчете болтовых соединений, выполняемых из черных метал-
лов, коэффициент трепия принимают равным 0,15—0,20. Это значе-
ние является грубо приближенным. В действительности коэффициент
/ зависит от нагрузки, качества соединяемых поверхностей и их
толщины.
В тугих резьбовых соединениях (шпильках) по С. Н. Захарову
эффективный коэффициент трепия в зависимости от сочетания мате-
риалов составляет 0,02—0,05. Он падает при увеличении натяга.
Для обычных заклепочных соединений с прямыми швами f —
— 0,35 4- 0,48. Нижпий предел значений для меньших толщин
склепки, равных примерно d, верхний —• для больших толщин
до 3‘d (где d — диаметр заклепки).
Коэффициенты трения для заклепочных соединений из легких
сплавов но данным В. П. Григорьева следующие: дюралюминии
Д16-Т — дюралюминий Д16-Т / = 0,2; дюралюминий Д16-Т —
сталь ЗОХГСМ / = 0,2; магниевый сплав — магниевый сплав / —
= 0,15.
158
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В ДЕТАЛЯХ, СОПРЯГАЕМЫХ С НАТЯГОМ
Посадки цилиндрических сопряжений
Коэффициенты трепия при посадках в цилиндрических сопряже-
ниях колеблются в пределах ,007—0,3.
В вагоппых осях по исследованию Л. А. Мордвипцева [9] и
К. И. Зобнина коэффициент трения равняется 0,086. Исследования
показали, что коэффициент трения зависит от давления и шерохова-
тости поверхности. При увеличении давления коэффициент трения
а)
Фиг. 122, Зависимость коэффициента трения / от удельной нагрузки р, созда-
ваемой натягом в цилиндрических сопряжениях [4J:
а—’’охватывающая и охватываемая детали—сталь 45; б — охватывающая — чугун СЧ-
21-40; охватываемая — сталь 45; « — охватывающая—чугун СЧ 21-40; охватываемая —
бронза Вр. ОЦС 6-6-3; J—чистовое растачивание; 2—шлифование; 3—протягивание;
4 — развертывание.
снижается. Чем меньше шероховатость поверхностей до запрес-
совки, тем выше коэффициент трепия.
Результаты определения коэффициентов трения для цилиндри-
ческих сопряжений с различным натягом приведены на фиг. 122
(удельное давление определено по формуле Ламе).
Кривые 1—4 относятся к поверхностям, имеющим одинаковую-
шероховатость, по различные коэффициенты полноты профиля в за-
висимости от технологии их изготовления. Номинальный диаметр
сопрягаемых деталей 40 мм, длина равна 1,5 диаметра.
Коэффициенты трения для стали и чугуна сильно уменьшаются
для нагрузок до (500 кПсм2, далее они остаются почти неизменными.
159>
Для бронзы уменьшение коэффициента трения наблюдается при
нагрузке до 250 кГ1см\
Средние значения коэффициентов трения в зависимости от шеро-
ховатости поверхности для цилиндрических сопряжений с натягом
-при достаточно больших нагрузках приведены в табл. 83.
Таблица 83
Средние значения коэффициентов трения для цилиндрических сопряжений
с натягом (по А- Б. Корона)
Охватывающая деталь Охватываемая деталь Удельная нагрузка в «Г,сл<в Коэффициент трения
Материал Шерохова- тость в мк Материал Шерохова- тость В Л1»
Сталь 45 1-1.25 Сталь 45 1-1,25 3,2-4,00 >600 0,12 0,1
Чугун СЧ 21-40 1-1,25 (даль 45 1-1,25 3,2-4,00 >600 0,8 0,075
Чугун 1-1,25 Бронза Бр. ОЦС 6-6-3 1,0-1,25 3,2-4,00 >250 0,07 0,06
Коэффициенты треиия поверхностей деталей, сопрягаемых с по-
мощью прессовых посадок, при которых возникают упруго-пластиче-
ские деформации в области контактирования, приведены в табл. 84.
Таблица 84
Средние значения коэффициентов трения прессовых иосадок
при упруго-пластическом контакте 112]
Охватывающая деталь Охватываемая деталь Коэффициенты трения при
Материал Твер- дость НВ Обработка и высота микро- иеровпостей ншах в ЛИЕ Материал Твер- дость НВ Обработка и высота мичро- перовиостей ®щах в Л1К за- прес- совке распрессовке
дви- жения покоя
(даль 40Х 229 Шлифова- ние, 1,75— 2,0 Сталь 45 187 Шлифова- ние, 1,5— 1,75 0,10 0,12 0,15
Сталь 40Х 229 Шлифова- ние, 1,75— 2,0 Сталь 45 HRC 52 Шлифова- ние, 1,5— 1,75 0,15 0,12 0,20
Сталь 45 187 Притирка, 0,1 Сталь 45 187 Шлифова- ние, 1,5— 1,75 0,10 0,12 0,20
Сталь 45 187 Притирка, 0,1 Сталь 45 IIRC 52 Шлифова- ние, 1,5— 1,75 0,15 0,15 0,30
160
Посадки конических сопряжений
Коэффициенты трепия яри прессовых посадках в конических
сопряжениях были определены при следующих условиях 115]:
охватываемая деталь из стали марки У8 твердостью HRC 62—65;
охватывающая деталь из серого чугуна твердостью ПВ 149-169:
конусность 1 : 50; сухие поверхности промыты бензином и просу-
шены, смазаны растительным маслом и вытерты насухо.
Как видно из данных, приведенных ниже, с увеличением давлений
коэффициент трения уменьшается, причем смазка не влияет па вели-
чину коэффициента трепия.
Удельная нагрузка
в .... 10 15 20 25 30 40 50 100 200 400 500 600
Коэффициент тре-
ния сухих по-
• верхностей . . 0,33 0,46 0,48 0,49 0,48 0,45 0,42 0,35 0,28 0,18 0,12 -
Коэффициент тре-
иия при слабо
смазанной по-
верхности . . . 0,34 0,39 0,39 0,38 0.38 0,37 0,46 0,42 0,23 0,15 0,13 0,11
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ- В ПОДШИПНИКАХ СКОЛЬЖЕНИЯ
Подшипники скольжения являются одним из единичных практи-
ческих случаев, для которых коэффициент трения может быть опре-
делен расчетным путем и то весьма приближенно. Тем не менее, для
определения грузоподъемности подшипников жидкостного и полу-
жидкостного трения совершенно необходимо хотя бы приближенное
знание коэффициента трения, позволяющего задать расход масла
через подшипник, обеспечивающий требуемый тепловой режим его
работы.
Гидродинамические подшипники
Формула Петрова для коэффициента жидкостного трения в под-
шипнике скольжения соответствует случаю сооспого расположения
вала в подшипнике; она применима для малых нагрузок и высоких
скоростей вала:
f - 2L_£JL
~ h-p ’
где I] — абсолютная вязкость масла или коэффициент внутреннего
трения вязкой жидкости в кГсек/м2-
S — площадь проекции вкладыша на плоскость, проходящую
через ось вала, в лг2; S = ID (где I и D — соответственно
длина и диаметр подшипника);
v — окружная скорость вала в м/сек-,
Р — общая нагрузка па подшипник в кГ;
h — толщина смазочного слоя в подшипнике в м.
По данным расчета, основанного на предположении о том, что обрыв
смазочной пленки в подшипнике происходит в месте минимального
11 Заказ 90. 161
давления в масляной пленке, выражение для коэффициента
трения в рабочей зоне подшипника жидкостного трения может быть
приближенно представлено в следующем виде [1 ]:
X «0,150 + 1,92(1,19-х)
1 + 2,31) (-pf f1’052 -х) ’ (121)
где ф — относительный зазор в, подшипнике; ф = —;
d — диаметр вала;
D — диаметр вкладыша;
„ е
и — относительный эксцентрицитет вала во вкладыше; х — ;
е — эксцентрицитет вала во вкладыше.
Графики, построенные по формуле (121), изображены на фиг. 123
для разных отношений длины к диаметру подшипника . Этими
графиками целесообразно пользоваться при расчете тяжело нагру-
женных подшипников скольжения, т. е. при больших значениях х.
На основании большого количества экспериментов, приведенных
на натурных подшипниках жидкостного трепия прокатных станов,
было найдено, что коэффициенту трения в нагруженной зоне подшип-
ника в наибольшей степени отвечает формула Шибеля [11]:
'-|ЛН,+2,Я1 •
' (122)
162
В пснагруженной зоне подшипника коэффициент трения в этом
случае определяется по формуле
/' = 1,5^- Y’ (123)
где вязкость ц берется для средней температуры масла в пспагружсп-
ной зоне; при этом для подшипников диаметром до 275 мм, —
= 0,75, с нагрузкой пе выше 75 кГ1смг и скоростью 1—15л(/сек
средняя температура масла в непагружснпой зопе определяется из
выражения
t'cp = , (124)
где tcp — заданная средняя температура масла в рабочей зоне
подшипника;
tex — температура масла на входе в подшипник.
Для более нагруженных подшипников тех же размеров или для
подшипников больших размеров, но несущих те же нагрузки, что
и выше, средняя рабочая температура в ненагружепиоп зоне
tep = . (125)
Полный коэффициент трения в подшипнике равеп сумме коэффи-
циентов трения в нагруженной и в ненагруженной зонах:
/п = / + f. (126)
Зависимость полного коэффициента трепия на валу’ от пара-
1 тко
метра грузоподъемности z- = для подшипников с различным
I ь Z’ т
отношением показана на фиг. 124 [5J. Размерность величин дапа
в системе кГ — м — сек. Следует заметить, что коэффициенты
трепия на валу и на вкладыше неравны можду собой."
В гидродинамическом расчете вычисляется коэффициент трения
на валу, который легче проверить экспериментально, чем коэффи-
циент трения на вкладыше, так как измерение момента трения на
валу сопряжено с меньшими экспериментальными ошибками.
Разница между коэффициентом трения на валу и на вкладыше по
абсолютной величине теоретически стремится к пулю, когда центр
вала сближается с центром вкладыша, т. е. к —> 0. Это наблюдается
при очень больших скоростях вращения валов [19].
На фиг. 125, а—в показаны зависимости коэффициента трения
от параметра — (так называемые кривые Гсрси-Штрибека), по-
1 Для сведения о порядке коэффициента трения сообщаем, что относитель-
ный зазор в подшипнике ф = 0,001 4- 0,003.
11*
163
Фиг. 124. Зависимость
полного коэффицпепта fn
трепия па валу от пара-
метра грузоподъемности
1
подшипника жидкост-
ного тройня для разных
отношен11 й l/D: ciiлош-
ные липни — полный
подшипник; штриховые
линии — половинный
подшипник.
о
Фиг. 125. Зависимость коэффициента тре-
ния /в подшипнике скольжения от пара-
ми ,
метра -—при различных маслах (тонко-
стенный упругий вкладыш с заливкой
баббитом Б-83, диаметр 66 .и.м; относи-
тельный зазор ф — 0,00155):
а — масло П-28; б-- турбпштое масло УТ; в —
турбинное масло Л; 1 —= 0,18, п= 300
.3 — fi— 0,43, п — 300 об/мин.; 4 — = 0,43, п = 1100 об.'мин.
164
лученные И. Э. Виноградовой и Л. Н. Сушкиной при испытании масел:
П-28, турбиппого УТ и турбинного Л в подшипниках с упругими тонко-
стенными вкладышами (баббит Б-83, диаметр 66 Ш1,ф 0,00'155;
UD 0,43 и 0,18), Правые ветви кривых соответствуют пол у жидко-
стному и жидкостному трению, левые — граничному трению с рез-
ким увеличением коэффициента
трения, что кончается заеданием
поверхностей в случае маловяз-
кого масла (ту рбнпное ашсло Л).
В данном случае ц в сантипуа-
зах; п в об/мин, р в кГ/см1.
Фиг. 126. Сравнительный график из-
менения коэффициента трения j от
« п
параметра для трех масел при ра-
боте с вкладышем, у которого I D •=
= 0,18:
I—турбиппое масло Л; г — брайтсток,
з —турбинное масло УТ
Фиг. 127. Коэффициент трения / под-
шипника скольжения со смазочным
кольцом и без нею в зависимости
от диаметра иодшг пипка (по Фогель-
нолю):
1 — подшипник со смазочным кольцом;
2 — подшипник без смазочного кольца.
При использовании очень узкого вкладыша — 0,18) разли-
чие между маслами сказывается сильнее, так как вследствие повы-
шенной утечки в торцы и падения давления масла в нагруженной
области подшипника работа последнего происходит в наименее бла-
гоприятном режиме трепия, особенно при использовании маловяз-
ких масел (фиг. 126). Кроме того, у таких вкладышей менее интен-
сивно отводится тепло. Из трех масел лучшую маслянистость (наи-
меньший коэффициент трения) имеет турбиппое масло УТ. Значитель-
ную часть потерь на трение в подшипниках с кольцевой смазкой
следует отнести за счет смазочного кольца, что особенно заметно
для подшипников меньших диаметров (фиг. J27).
Гидростатические подшипники
В гидродинамическом подшипнике жидкостное трепие дости-
гается вследствие насоспого действия вала, а в гидростатическом
подшипнике этот же эффект давления в масляном слое создается
165
от внешнего насоса, в результате чего внешняя нагрузка на вал
уравновешивается гидростатическим давлением. Гидростатические
подшипники по сравнению с гидродинамическими, имеют ряд преиму-
ществ, it числу которых относится низкое трепие покоя, не отличаю-
щееся от трепия движения, надежная работа при ничтожных скоро-
стях скольжения, неограниченные сроки службы (так как отсутствует
износ), высокая грузоподъемность, не зависящая от вязкости смазки,
и малые потери па трение.
Для иллюстрации в табл. 85 приведены данные, характеризую-
щие работу гидростатического и гидродинамического подпятников
при одинаковой скорости.
Таблица 85
Сопоставление гидростатического и гидродинамического подпятников,
работающих с большим числом оборотов [29]
napasrerp Подпятник
гидростати- ческий гидродинамический
Вязкость при 50J в сантипуазах Коэффициент трения Потери иа трепие в л. с Давление подачи в кГ.'см'1- . . . . Мощность насоса в л. с Зазора h в мк Расход масла в л/мии Нагрев масла в °C 10,0 2,6 • 10~3 3,6 16,0 1.2 115,0 34,0 2,8 10,0 13,5 • 10'8 18,5 33,0 34-0 14,4 2,0 6,0 • «Г3 8,4 15,0 16,0 14,4
Как видно из приведенной таблицы, потери па трепие в гидроста-
тическом подшипнике при равной вязкости масла значительно
меньше, чем в гидродинамическом.
Подшипники полужидкостного трепия
В зависимости от механических режимов работы, состояния по-
верхности, ее приработки, количества подаваемой смазки и пр.
коэффициент трения подшипников полужидкостного трения меняется
в десятки раз. Параметр грузоподъемности 3^ определяет положе-
ние центра вала во вкладыше, поэтому коэффициент трения связан
с коэффициентом грузоподъемности вполне определенной графиче-
CKoi'f зависимостью.
На фиг. 128 показана зависимость отношения //ф (т. е. коэф-
фициента трения) от безразмерного параметра грузоподъемности
~ , экспериментально полученная разными исследовате-
лями. Все экспериментальные даппые лежат в довольно' узкой
заштрихованной области, что показывает определенную закономер-
но
ность функции коэффициента трения от безразмерного параметра
грузоподъемности для подшипников различных геометрических
размеров и отношений 1/D [27].
Из фиг. 128 видно, что для невысоких значений безразмерного
параметра зависимость коэффициента трепия хорошо аппроксими-
руется формулой Гюмбеля-Фальца
(127)
по-
£
Фиг. 128. Зависимость коэффициента
треиия //ф от параметра грузо-
1
подъемиости р по данным экспери-
ментов разных исследователей.
в которой для полных подшипников можно приближенно принять
кл = К2 = 3.
Кривые //ф =|- и f /ф = пересекаются в точке £ = 1, где
происходит перелом в течении кривой, что дает возможность количе-
ственно разграничить области гид-
родинамического и полужидкост-
ного трения:
t, — 1; f ~ _ гидро-
динамическое трепие;
рфа
? = рю > 1> /пй« — 3
лужидкостное трение.
Экспериментальные кривые за-
висимости коэффициента трения
от параметра у? в области пере-
ходного режима (т] в кГсекЛм2, ©
в Нсек, р в кГ/см2), полученные
при испытании подшипников из
различных антифрикционных ма-
териалов, изображены на фиг. 129
[28]. На фиг. 130—132 показаны зависимости коэффициента трения
от угловой скорости вала для трех случаев подшипников прокатных
станов [26]. Правая ветвь кривой па фиг. 130 хорошо аппроксими-
руется уравнением / = 3|/ , это означает, что подшипник элек-
тродвигателя прокатного стана работает на режиме полужидкостного
трения. То же самое можно сказать про подшипник опорного валка
прокатного стана, для которого кривая зависимости коэффициента
трения от скорости вращения цапфы приведена на фиг. 131. Рабочий
участок кривой коэффициента трения на фиг. 132 для подшипника
редуктора отвечает закону гидродинамического трения
Зт)<о
РФ
167
Фиг," 129,Зависимость коэффициента трепия f от пара-
метра в области переходного режима для под-
шипников из различных материалов:
1 — латая оловянистая бронза (to% олова); 2 — цннковоалю-
минкевый сплав; з — серый чугун; -/ - свинцовистая бронза.
Угловая скорость вала
0 005 0,1 015 м/сек
Окружная скорость Вала
в
~г 3 с S 6 м/сек
Окружная скорость бала
Фиг. 130, Зависимость коэффициента
трения / подшипника электродви-
гателя прокатного стада от скоро-
сти вращения вала:
1 — коэффициент трения покоя для баб-
бита; II — коэффициент трения, соответ-
ствующий максимальному числу оборотов;
III —коэффициент трения, соответствую-
щий переходу от граничного к полу-
жндкостному_трению (4,2 об мин ).
Фиг. 131. Зависимость коэффи-
циента тройня / от скорости
вращении цапфы для подшипника
опорного валка прокатного стана:
I — коэффициент трения покоя для
оловяшгетой бронзы; II — коэффи-
циент тренпя, соответствующий рабо-
чему числу оборотов вала; III —
коэффициент трения, соответствующий
числу оборотов при переходе от гра-
ничного трения к попуишдкоотпому
168
На фиг. 133 изображена кривая изменения коэффициента трения
подшипника в зависимости от угловой скорости вала [22]. При раз-
Угловая страсть вала
о ю го зо ао so во то во so юон/см
Окружная скорость вала
Фиг. 133. Зависимость коэф-
фициента трения / от угловой
скорости при разгоне вала
и внезапном прекращении
подачи смазки в подшип-
ник:
I — прекращение подачи масла,
гопе коэффициент тренпя
покоя падает до соответ-
ствующего значения при
Фиг. 132. Зависимость коэффициента трения /
от скорости вращения вала для подшипника
редуктора прокатного стана:
I—коэффициент трения покоя ' баббита; II —‘коэф-
фициент - трения, соответетиующий числу оборотов
при переходе к жидкостному трению <170 об/мин.);
1 — кривая построена по формуле f fc= ;
i — кривая построена по формуле у — ——
— 0,72 кривая построена по формуле
t = 3 ]/ <f — экспериментальный коэффициент
г р
трения
установившемся движении. Если внезапно прекратить подачу масла
в подшипник, то коэффициент трения резко возрастет.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В ПОДШИПНИКАХ КАЧЕНИЯ
В опорах качения трепие качения всегда сочетается с проскаль-
зыванием. Последнее меньше всего проявляется при трогании с места
или при малых скоростях вращения, по с увеличением их проскальзы-
вание тел качения ио беговым дорожкам колец и в сепараторе возра-
стает, вследствие чего доля трения скольжения по сравнению с тре-
нием качения также повышается.
Под коэффициентом трения качения (см. раздел IV) понимают
полухорду зоны сжатия контактирующего тела качения, выражая его
в линейных единицах (см). Коэффициент трения скольжения является
безразмерной величиной, несравнимой с коэффициентом тре-
пия качения. Но суммарный коэффициент трепия в подшипнике каче-
ния определяется как отношение суммарного момента трения
160
в подшипнике к радиусу вала, деленному на величину нагрузки, дей-
ствующей па подшипник. Таким образом, суммарный коэффициент
трения является безразморной величиной, которая может быть сопо-
ставлена с коэффициентом трения скольжения.
Суммарный приведенный коэффициент трения в подшипнике
качения
/ = /о + ^. (128)
где /о — коэффициент трения для низких чисел оборотов;
к — эмпирический коэффициент пропорциональности;
Ое — угловая скорость сепаратора;
Р — нагрузка на подшипник в кГ\
т — радиус вала в ел.
Как видно, суммарный приведенный коэффициент трения в под-
шипнике качения значительно возрастает с увеличением скорости
вращения.
Коэффициент трения /в берут по справочнику [3 ]; при нормальной
работе подшипника с консистентной смазкой он имеет следующие
значения:
Роликоподшипник с короткими цилиндрическими роликами.........0,002
То же, с длинными цилиндрическими или витыми роликами .......0,006
Двухрядный бочкообразный роликоподшипник ....................0,004
Конический роликоподшипник при радиальной нагрузке...........0,008
То же, при осевой нагрузке.................................. 0,02
Известно также, что коэффициент трения подшипников при работе
на минеральном масле ниже, чем при работе с консистентной смаз-
Фиг. 134. Изменение коэффициен-
та трения / в шарпкоподшпинике
.№ 310 в зависимости от на-
грузки Р:
I — долговечность 500—50 000 час.
кой. Трение в подшипнике качения
возрастает с увеличением количества
тел качепия.
По данным Г. К. Трубина между
коэффициентом трения подшипника
качепия и величиной радиальной
нагрузки на пего имеется гипер-
болическая зависимость [14]. На
фиг. 134 приведена кривая измене-
ния величины коэффициента трения
в шарикоподшипнике № 310 в за-
висимости от величины нагрузки.
Эта зависимость выражается следую-
щим соотношением:
/ = + 0,0009.
По данным Я. Г. Кистьяиа (ЦНИИТМАШ) коэффициент трения
в радиальном подшипнике качения № 208 в среднем можно принять
равным 0,0009. В радиально-упорном подшипнике № 46210 коэф-
фициент трения в средпем составляет 0,002.
170
По данным М. П. Александрова коэффициенты трения в подшип-
никах качения ходовых колес крапов следующие [2]:
в шариковых и роликовых цилиндрических подшипниках 0,015
в подшипниках с коническими роликами .............0,02
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕПИЯ В КОМБИНИРОВАННЫХ ОПОРАХ
Под комбинированными опорами понимается соединение в один
узел опор, работающих по различным принципам. Принципиальные
схемы элементов скольжения, качения и их комбинации изображены
па фиг. 135 [16], [23]. В комбинированных опорах возможно соеди-
Скольжения
Опорные
подшипники
Комбинированные
Упорные
подшипники
Направляю-
щие
Фиг. 135. Схемы опор скольжения, качения и комбинированных
опор.
пепие в один узел опор, работающих по гидродинамическому прин-
ципу, с опорами, работающими по гидростатическому принципу,
или с опорами качения. Выгода комбинированных опор* станет оче-
видна, если сравнить преимущества, получаемые при работе с под-
шипниками разных типов (табл. 86).
В частном случае сочетания опор качения с гидродинамическим
подшипником скольжения в первый момент трогания с места вся
нагрузка должна восприниматься телами качения, обеспечивающими
низкое трение. Зазор между поверхностями скольжения должен
быть ничтожным, но таким, чтобы пе было сухого трения между
поверхностями. G увеличением скорости вращения нагрузка с под-
шипника качепия все больше передается на подшипник скольжения
и воспринимается слоем жидкости.
171
Таблица 86
Сравнение конструктивных возможностей подшипников
Рассматрива- емый фактор Полтинник качения Подшипник скольжения
гидродинамический гидростатический
Тело, вос- принимаю- щее нагруз- ку Тело каче- ния Жидкость под давлением
Давление развивается автоматически прп вра- щении вала Давление достигается путем подачи жидкости от насоса и равно да- влению от внешней на- грузки
Трепие ири трогании о места Мало Велико, так как ’про- исходит касание твер- дых тел Равно нулю, так пак оно равно внутреннему трению жидкости в со- стоянии покоя
Трение в процессе работы Сильно воз- растает* с увеличени- ем скорости вращения Умеренное, возрастаю- щее с увеличением ско- рости, давление достига- ется «естественным на- сосом» с низким К. II. д. Мало (жидкостное трение в тонкой пленке) и не зависит от скоро- сти скольжения; давле- ние достигается специ- альным насосом с высо- ким к. и. д.
Срок службы Ограничи- вается уста- лостной прочностью металла Ограничивается изно- сом в момент трогания с места и остановки; в процессе работы износа нет Как угодно велик (не- ограничен), так как ка- сание твердых тол воз- можно толы^р при пре- кращении работы насо- са
Расход смазки Ничтожный Умеренный Большой
На фиг. :136 приведен
в буксах колесных осей в
график изменения коэффициента трения
зависимости от скорости движения поезда
[16]. Рассмотрены подшипники трех
типов: 1) подшипник скольжения по-
лужидкостного трения, для которого
в первый момент трогания с места
коэффициент трепия соответствует ре-
жиму сухого трения и равен 0,1; затем
он сильно надает, достигая значе-
ния 0,015, и переходит через мини-
мальное значение, оставаясь меньше
нозффициента трепия в роликовых под-
шипниках; 2) роликовый подшипник.
Фиг. 136. Зависимость коэффициента тре-
пия fn буксах от скорости движения v поезда:
1—буксы окольжеиия (полужидкостное трение);
2 — роликовые подшипники букс; 3 — буксы е ком-
бинированными подшипниками (качения и жидкост-
ного трения).
коэффициент трения которого мал (~ 0,005) в момент трогания
с места, но затем возрастает с увеличением скорости; 3) комбиниро-
ванная ’опора, коэффициент трепия которой очень мал 0,005)
л остается приблизительно постоянным, но меняясь со скоростью.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕПИЯ НАПРАВЛЯЮЩИХ МЕТАЛЛОРЕЖУЩИХ
СТАНКОВ И МЕРЫ ПРЕДОТВРАЩЕНИЯ СКАЧКОВ ПРИ ТРЕНИИ
Направляющие металлорежущих станков могут быть разделены
на две основные группы:
1) направляющие, связанные с подачей режущего инструмента
и работающие в диапазоне малых скоростей 0,25—127 см/мин. К ним
относятся направляющие столов фрезерных и горизонтально-расточ-
ных стапков, направляющие каретки суппорта токарных станков
и бабки шлифовального круга, а также салазки головок строгальных
п вертикально-расточных станков;
2) направляющие движения изделия или режущего инструмента,
связанные с работой на высоких скоростях 30—150 я!мин. Эта группа
включает направляющие столов продольно-строгальных стапков,
ползунов поперечно-строгальных станков, а также столов шлифо-
вальных и вертикально-расточных стапков.
Нагрузка на направляющие определяется весом движущейся
конструкции и обрабатываемой детали, если последняя укреплена
на движущейся части, а также силами, возникающими при резании.
В некоторых случаях вес стола и детали может быть значительным по
сравнению с силами резания, а в других случаях силы резания могут
представлять большую часть нагрузки.
Для обеспечения требуемого качества поверхности обработанных
деталей необходимо, чтобы отсутствовали скачки при трении напра-
вляющих, что определяет точность и равномерность подачи детали
или режущего инструмента. На возникновение скачков при трепии
влияют: масса движущихся - частей, жесткость системы, скорость
относительного скольжения, род смазки, качество обработки напра-
вляющих, величина нагрузки и характер ее распределения па поверх-
ности трения, материал поверхностей, время их контакта до начала
скольжения.
На фиг. 137 изображен типичный график, показывающий измене-
ние коэффициента трения в зависимости от скорости скольжения
[17]. Штриховые кривые характеризуют коэффициенты трепия при
скачкообразном движении. С увеличением скорости скольжения
скачки прекращаются, и коэффициент трения падает, что указывает
на переход к жидкостному трению.
Качество обработки поверхностей направляющих значительно
влияет на коэффициент трения покоя (фиг. 138): для шаброванных
поверхностей коэффициент трепия имеет максимальное значение,
для шлифованных — минимальное [17 ]; С увеличением скорости
скольжения влияние качества обработки поверхности на коэффи-
циент трепия движения уменьшается.
173
С увеличением давления коэффициент трения движения падает.
Из фиг. 138 и 139 следует, что вязкость смазки также оказывает
большое влияние па коэффициент трения покоя (фиг. 138) и Особенно
на коэффициент трепия движения (фиг. 139), который падает с повы-
шением вязкости смазки [7).
Влияние присадок к маслу па характер зависимости коэффициента
трения от скорости скольжения показан на фиг. 140 [71. Полярно-
активные присадки, добавляемые к маслам, ,
не только снижают коэффициент трепия, но
и стабилизируют его. При этом наилучшие ;
Фиг. 137. Изменение коэффициента трепия /
в зависимости от скорости скольжения i>i суп-
порта по направляющей (шаброванные поверх-
ности, смазка — минеральное масло вязкостью
390 сет при 21° С, удельная нагрузка 1,4 кГ1см?)
[17]:
Г — эона скачков; II — переход к гидродинамическому
трению.
Фиг. 138. Влияние характе-
ра обработки поверхности
ползуна на коэффициент
трения покоя при движе-
нии ползуна по направляю-
щим [17]:
I — шаброванная поверхность;
2 —поверхность, шлифованная
периферией круга; 3 — поверх-
ность, шлифованная чашечным
кругом.
результаты получены для масла ВНИИ НП-401, представляющего
собой индустриальное масло 45, содержащее 1,7% стеарата алюми-
ния. Масло ВНИИ НП-401 рекомендуется для применения в тех слу-
чаях, когда необходимо устранить скачкообразное движение поверх-
ностей, так как в этом случае коэффициент трения пе зависит от
скорости.
На фиг. 141—143 приведены экспериментальные данные для
материалов трех групп в паре с чугуном [6]: 1) металлов (фиг. 141);
2) пластмасс (фиг. 142) и 3) графитированных материалов (фиг. 143).
Коэффициенты трения движения измерялись при скоростях 0,8—
1200 мм/мин при удельной нагрузке 2 кГ/см1. Jtywaa. хода ползуна
174
I
I
S
‘i
175-
440 мм. Коэффициенты трения покоя определялись после неподвиж-
ного контакта длительностью 2 сек.— 16 час. Удельная нагрузка та же.
Нижние образцы (направляющие станины) были изготовлены
из чугуна СЧ 21-40 (НВ 180), рабочие поверхности подвергались
шлифованию до чистоты 7-го класса, а верхние — пришабривались
после установки на каретку.
Фиг. 143. Зависимость коэффициента трения / от ско-
рости скольжения v графитированных материалов при
двляданпи по чугуну СЧ 21-40:
1— чугун; 2— графитированный материал Д; 3— железо-
графит; i — ATM (графитированный антикоррозийный тепло-
проводный материал); S — бронзографит.
На фиг. 141 показана зависимость коэффициентов трения метал-
лов от скорости скольжения, па фиг. 142 — пластмасс в паре с чугу-
ном, а на фиг. 143 — графитированных материалов в сочетании с тем
же чугуном. В этой‘серии испытаний пара фторопласт-4 — чу-
гун характеризуется наименьшим коэффициентом трепия. Бронза
не имеет преимущества перед чугуном в паре с тем же чугуном, но
баббит и ципковоалюмипиевые сплавы имеют значительно меньшие
коэффициенты трепия. Болес высокие коэффициенты трепия дают
текстолиты в паре с чугуном, причем переход к гидродинамическому
трению для текстолитов, кордоволокпита и смолы-6^ происходит при
более высоких скоростях, что объясняется большей шероховатостью
поверхности пластмасс.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В ЗУБЧАТОМ ЗАЦЕПЛЕНИИ
Крутящий момент в зубчатом зацеплении тратится па:
1) сопротивление взбалтыванию и разбрызгиванию масла;
2) трепие профилей зубьев.
Коэффициент трепия па профилях зубьев
/ = f ’ (129)
где н. — отношение .момента, затрачиваемого па трепие профилей
зубьев, к крутящему моменту, передаваемому зубчатой парой;
ф — параметр, зависящий от геометрии зацепления.
176
Но данным Г. К. 'Трубина для цилиндрических зубчатых колес
С ЧИСТОТОЙ ПОВерХЦОСТИ ПрофиЛОЙ Иск = 2,5 мк
ф = 0,184.
Фиг. 144, Зависимость
коэффициента трения /
зубьев шестерен от вяз-
кости и сорта смаз-
ки [16 J:
1 — машинное масло Т;
а — цилиндровое масло 6;
3 — веретенное масло 3
Вязкость маем
В этом случае
/ = 5,43-а.
На фиг. 144 и в табл. 87 приведены значения коэффициентов тре-
: цилиндрических колес при смазке
Таблица 87
Коэффициенты трепия в зацеплении
прямозубых цилиндрических шестерен
со смазкой маслами разной вязкости
Марка масла Вязкость в если Коэффи- циент трения
Воротсипоо 3 (инду- стриальное 20) • . 119 0,047
Машинное Т .... 750 0,041
Машинное Т .... 82 0,065
Цилиндровое 6 (ци- линдровое 38) . • 296 0,037
Цилиндровое 6 . . 730 0,029
ния в зацеплении прямозубых
чистыми минеральными мас-
лами [14].
Данные, приведенные
в табл. 87 и фиг. 144, по-
казывают, что с уменьше-
нием вязкости масла под
действием температуры коэф-
фициент трепия повышается.
Однако, помимо вязкости, па
коэффициент трепия, по-ви-
димому, действует также
•углеводородный- состав ма-
сеу.
Наибольшую величину
коэффициент трения имеет
в начале работы шестерен,
а в процессе приработки
и при продолжительной работе оп уменьшается (фиг. 145).
Зависимость коэффициента трения в зацеплении от числа оборотов
шестерен и вязкости (температуры) масла приведена па фиг. 146. По
оси абсцисс откладывается логарифм вязкости в °Е. Был испытан
ряд минеральных масел с разной вязкостью..Наклон средней кривой
подчиняется закону
fx = fi + 0,026 (lg vL — ig vx),
где fx и Д — коэффициенты трепия в двух каких-либо выбранных
точках прямой;
VjtBVj — соответствующие значения вязкости в °Е.
12 Заказ 90.
177
Продолжительность испытания 8 миллионах циклов
Фиг. 145. Изменение коэффициента трепия / на Bj-бьях шестерен
в процессе приработки; смазка — машинное масло Т с вязкостью
11е Е, удельная нагрузка 46 кГ1мм* [14].
Фиг. 146. Зависимость коэффициента трения f па зубьях шестерен
от вязкости, сорта смазки и числа оборотов п колес но данным
Дитриха:
а — п = 80 об/мин.; 0 — п = 190 об/мин.; в — п = 300 об.мин
178
Как видно, прп увеличении числа оборотов шестерен коэффициент
трения незначительно падает,
бнпа (фиг. 147).
О влиянии скорости
скольжения па коэффи-
циент трения контакти-
рующих цилиндрических
поверхностен можно су-
дить по кривым, построен-
Фиг. 147. Изменение коэффициент а трения /
в зависимости от угловой скорости <о шесте-
рен. Смазка веретенным маслом 3 (иггду-
с'|рпрльпым 2(>) Щ).
ным на основании опытов
с роликами при различ-
ном соотношении качения
и скольжения (фиг. 148)
[14]. Коэффициент трения
при отсутствии скольжения имеет весьма небольшую величину (услов-
ный коэффициент трепия качения). При увеличении скорости сколь-
жения коэффициент трепия сначала резко возрастает до некоторого
максимального значения, а затем снова несколько падает и при даль-
нейшем увеличении скорости скольжения остается практически без
Фиг. 148. Влияние скорости скольжения v па коэффициент / тре-
ния качения с проскальзыванием [14].
изменения. Максимальная величина коэффициента трепня соответ-
ствует скорости скольжения 8—9 с„н/сек. Наличие максимального
значения коэффициента трения можно объяснить зависимостью силы
трепия от скорости скольжения, изложенной в главе 1.
График изменения коэффициента трепия па профилях зубьев
цилиндрических шестерен изображен на фиг. 149. Изменение коэффи-
циента трения определяется различием соотношения между каче-
нием и скольжением профилей зубьев в процессе зацепления 114].
В полюсе зацепления (точка Р), где отсутствует проскальзывание
контактирующих поверхностей, коэффициент трепия имеет минималь-
ное значение. Затем кривая коэффициента треппя дает «всплеск»,
объясняемый описанным выше (см. главу I) наличием максимума
12*
179
кривой коэффициента трепия при малых скоростях скольжения.
Коэффициент трения в начале зацепления каждой пары зубьев при-
мерно на 5% выше, чем в конце их зацепления. Это объясняется тем,
что скорость качепия в кон-
Фиг. 149. Изменение коэффициента трения
вдоль линии зацепления [14].
це зацепления превышает
скорость в начале его.
В зависимости от вели-
чины давления на зубья
в диапазоне нагрузок 30—
80 кГ’см? коэффициент
трепия но меняется и ра-
вен 0,04—0,05 [14].
На коэффициент трепия
поверхностей зубьев колес
также влияет их шерохова-
тость. По эксперименталь-
ным данным эту зависи-
мость можно выразить эм-
пирической формулой [21 ]
/ = F(t - 5/50),
(130)
где F — постоянная величина, приблизительно равная 0,06;
5 — максимальная высота микроперовиостей, которая в экспе-
риментах Келли находилась в диапазоне 10—35 мк.
В момент заедания зубьев коэффициент трепия их поверхностей
мгновенно увеличивается в 2—3 раза.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ ЧЕРВЯЧНЫХ ПЕРЕДАЧ
Потери на тренио в червячных передачах в 2,5—5 раз превышают
потери в двухступенчатых зубчатых передачах с цилиндрическими
колесами, передающих ту же мощность. Таким образом, стоимость
эксплуатации червячной передачи значительно превышает затраты
на эксплуатацию зубчатой передачи. Одпако бесшумность и плавность
работы, компоновка конструкции и т. п. в ряде случаев заставляют
предпочитать червячную передачу.
Потери на трепие и связанный с этим напряженный тепловой ре-
жим в значительной степени лимитируют срок службы червячных
передач. Поэтому уменьшение коэффициента трения в зацеплении
имеет большое значение для обеспечения нормальной работы пере-
дачи.
На фиг. 150 приведена зависимость к. п. д.. учитывающего
потери па трепие в зацеплении, от коэффициента трепия / и угла
подъема винтовой линии червяка НО]. Па фиг. 151 изображена
зависимость усредненного коэффициента трения от скорости скольже-
ния передач с цилиндрическим червяком. Заштрихованная область
180
Ведомый чердяк
Фиг. 150. Зависимость потерь на трение в зацеплении
(к. м. д.) от коэффициента трения f и угла подъема
винтовой линии червяка к1(
Фиг. 151. Зависимость коэффициен-
та трения / от скорости скольже-
ния .для червячных передач с цилин-
дрическим червяком |20):
1 — 4 — передачи о эвольвеитным червя-
ком; &—7 — корригированные передачи
«Кавекс».
Фиг. 152. Влияние смазки на
коэффициент трения в червяч-
ном зацеплении [8]:
/ — смаака минеральным маслом;
2 — смазка кастороиым маслом
181
соответствует наиболее распространенным в практике коэффициентам
трепия червячных передач обычного качества [20].
При заданной геометрии и кинематике зацепления коэффициент
трения может быть уменьшен путем соответствующего выбора мате-
риала поверхностей и смазки. Из фиг. 152 видно различие коэффи-
циентов трепия в зацеплении при смазке минеральным маслом и ка-
сторовым, содержащим полярно-активные вещества, которые сни-
жают коэффициент трения [В ].
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕПИЯ ФИТИЛЕЙ И САЛЬНИКОВЫХ УПЛОТНЕНИЙ
Трение фитиля о поверхность вала при фитильной смазке
Фитильный метод подвода.смазки широко распространен до сих
нор в вагонных буксах. Однако этот метод не является совершенным,
так как трение фитиля о поверхность вала и излишнее поступление
смазки вызывают перегрев подшипника скольжения.
Фиг. 154. Влияние числа оборотов
вала и температуры на коэффициент
трения хлопчатобумажною фитиля
о вал (вес фитиля 0,9 кг, пропитан
маслом ЕМ-906-50 в количестве
3.2 кг, усилие прижатии фитиля
к валу 8,4 кГ):
J — 52°; 2 — 74°; а — 88°; ^ — 121°
Фиг. 153. Зависимость коэффициента
трения / от силы прижатия Р хлопча-
тобумажного фитиля к валу при ско-
рости вала 550 об/мин.:
1 — сухой фитиль; 2 — фитиль, пропитанный
маслом (вес фитиля 0,9 кг, пропитан маслом
ЕМ 906-50 в количество 3,2 >.г; температура
вала 71—79°)
Помещаемые здесь данные об изменении коэффициента трепия
фитиля о поверхность вала найдены экспериментальным путем па
натурном подшипнике вагонной оси диаметром 140 лш [241.
Вал приводился во вращение от балансирного двигателя, позво-
лявшего определять силу трения фитиля о вал в зависимости от
силы прижатия его к поверхности, угловой скорости вала, материала
фитиля и пр. Исследовались фитили из различных материалов
(хлопка, шерсти и нейлона), пропитанные маслами: ЕМ-906-50
вязкостью 7,5—9 сст прп 100°. И. В. «=«80 и ЕХ-50 вязкостью 4—
5 сст при 100°, И. В. 90.
Графики па фиг. 153—155 получены в результате экспериментов
с хлопчатобумажными фитилями. На фиг. 153 приведена зависимость
182
>(/0t-------
чп
Фиг. 155. Зависимость коэффициен-
та трения / хлопчатобумажного
фитиля о вал от безразмерного
р .
параметра .
— новый фитиль, масло ЕМ-906-50;
— новый фитиль, масло ЕХ-50; □ —
восстановленный фитиль, масло ЕМ-906-50;
Х7 —новый фитиль, масло SAE-50; И—
новый фитиль меньшего размера, масло
ЕМ-906-50.
Фиг. 156 Зависимость коэффи-
циента трения / шерстяного фити-
ля от усилия Р прижатия его
к валу (угловая скорость вала
550 об/мин.; температура вала
82-101°; масло ЕМ-906-50):
1 — контакт фитиля по всей площади;
8—площадь контакта 44,4 х 228,6 «л<а.
Фиг. 157. Зависимость коэффи-
циента трепия / фитиля пз
нейлоновой пряжи о поверхность
вала от усилия прижатия (угло-
вая скорость вала 550 об/мин.;
температура пала 99—107°; масло
ЕМ-906-50).
Фиг. 158. Влияние усилия прижа-
тия Р фитиля из нейлонового вой-
лока к поверхности вала и площади
его контакта иа коэффициент тре-
ния / (температура пала 93—104°;
масло ЕМ-906-50):
I —"площадь контакта фитиля 127 х
х 229 лм4; 2 — площадь контакта фитиля
51 х 229 мм*
183
коэффициента трепня от силы прижатия фитиля. Из этого графика
следует, что при трении сухого фитиля о поверхность вала коэффи-
циент трения ниже, чем при трении промасленного фитиля, при этом
коэффициент трения падает с увеличением силы прижатия фитиля
к поверхности вала. Из фиг. 154 видно, что коэффициент трения про-
масленного хлопчатобумажного фитиля о поверхность вала повы-
шается с увеличением угловой скорости вала и с понижением темпе-
ратуры его поверхности.
Зависимость коэффициента трения от параметра^- , изображен-
ная па фиг. 155, удовлетворяет следующему соотношению:
/~15
\ Рп /
где Р — сила прижатия фитиля в кГ;
Г| — вязкость в абсолютных единицах в кГсекЫ2',
п — число оборотов вала в секунду.
Измерения толщины масляной пленки, наносимой фитилем на
поверхность вала, показали, что она уменьшается с увеличением
окружной скорости вала и абсолютной вязкости смазки. Эта законо-
мерность действительна и для фитилей из шерсти. Толщина пленки
меняется от 0,00254 до 0,0127 мм.
На фиг. 156 показана зависимость коэффициента трения пропи-
танного маслом шерстяного фитиля от усилия прижатия его к поверх-
ности вала. При контакте шерстяного фитиля по всей площади
(129 c.w2) коэффициент трепия выше, чем при неполном контакте его
с поверхностью вала (97 слг2). При этом так же, как и в случае хлопча-
тобумажного фитиля, коэффициент трения падает с увеличением
усилия прижатия фитиля к поверхности вала.
Коэффициент трения шерстяного фитиля о поверхность вала при
касании фитиля по всей поверхности приблизительно на 10% выше,
чем коэффициент трения хлопчатобумажного фитиля. Это объяс-
няется тем, что для пропитки 454 г шерстяного фитиля требуется
2,268 кг масла, в то время как для пропитки того же количества
хлопчатобумажного фитиля требуется только 1,542 кг масла. Из
графика, приведенного на фиг. 153, видно, что ври пропитке фитиля
маслом повышается коэффициент трения его о поверхность вала.
Коэффициент трения фитиля из пейлоповой пряжи о поверхность
' вала (фиг. 157) мало отличается от коэффициента трепия фитиля из
шерсти, но в случае применения нейлонового войлока (фпг. 158)
значительно снижается коэффициент трения.
Данные этих экспериментов показывают, что большую часть
тепла трения, развивающегося в подшипниках вагонпых осей, сле-
дует отпести за счет трепия фитиля о поверхность вала. Трепие
фитиля о поверхность вала в значительной степени объясняется
сопротивлением сдвигу вязкой жидкости (масла). Весьма неблаго-
приятным для работы подшипников скольжения является о,бнаружен-
184
ное опытами уменьшение толщины масляной пленки па валу (т. е.
подачи масла) с повышением скорости вала, так как это находится
в прямом противоречии с требованиями законов гидродинамики.
Из всех испытанных материалов фитилей наименьший коэффи-
циент трепия соответствует фитилю из нейлонового войлока.
Трение сальниковых уплотнений
Трение сальниковых уплотнений при давлении 1—55 кГ см'
характеризуется следующими значениями коэффициента тре-
ния:
Сальник—пеньковая или хлопчатобумажная набивка, пропитан-
ная в горячем сало; затяжка пе слишком тугая; рабом по
гладкой поверхности ........................................0,06 0,1 f
То же, ио при неплотной набивке (салышк неудобно расположен) До 0,25
Сальник из мягкой кожи .......................................0,0.3—0,07
Сальник из твердой кожи ...................................... 0,1—0,В
Сальпик из твердой кожи при тяжелых условиях работы и грубо
обработанных поверхностях тренпя ............................... 0,20
Коэффициенты трепня для различных уплотнений при работе по-
втулке из стали 45 при наличии 5% кварцевого абразива дисперсно-
стью 140 меш. характеризу-
ются данными, полученными
в лабораторных условиях па
маятниковой машипс [13].
Эти данные приведены на
фиг. 159, из которой видно,
что коэффициент трения
уменьшается при увеличе-
нии давления. Наименьшее
значение коэффициента тре-
пия получается в случае
фетровых уплотнений.
В условиях незагрязнен-
ной абразивом смазки сред-
ние значения коэффициента
трепия для уплотнения из
Фпг. 159. Зависимость коэффициента тре-
пия /материалов для уплотнений от удель-
ной нагрузки р:
кожи, резины пеопреп и сне- ] _ 2 _ , _ л _ резИ11а.
циальноп резины приведены
в табл. 88 [18].
Трение кожаных и резиновых уплотпений'по стали определялось
при скорости шсольжепия 0,4 м1сек. Образцы охватывали металли-
ческую пробку, закреплялись под углом к поверхности трепия,
и касание с плоскостью происходило по краю цилиндра испытуемого.
материала.
Резиновые уплотнения эффективны при комнатной температуре;
при температурах па кромках свыше 100° они быстро изнашиваются.
185
Та б л и ц а 88
Коэффициенты трения материалов для уплотнений"
Материал Смазка 18° 100°
Количество смазки
Обиль- ная Скуд- ная Обиль- ная Скуд- ная
Кожа Резина дубленая хром неопрен специаль- ная Масло вязкостью 30 сет при 50° е анти- окислителями 0,09 0,13 0,02 0,03 0,06 0,06 0,07 0,06 0,16 0,12 0,16 0,08 0,17
Дублена Резина я кожа неопрон специаль- ная Гипоидная смазка вязкостью 60 сет при 50° 0,06 0,01 0,02 0,06 0,15 1 1 1
Резина неопрен Редукторное масло -|-10% сурепного. Вяз- кость 130 сет при 50° 0,01 0,06 — —
Силу трения манжетных уплотнений можно определять по сле-
дующему уравнению (по данным Хаимовича):
T^ndbpf, (131)
где d — диаметр вала;
b — ширина уплотнительной манжеты;
р — удельная нагрузка на поверхности касания манжеты
с валом;
/ — коэффициент^ трения.
Коэффициент трепия сильно меняется в зависимости от количества
подводимой смазки. По данным Башты для случая трепия резины
по стали он находится в диапазоне 0,02—0,23. По Астахову, Кара-
ваеву и Макарову он меняется от 0,15 до 0,23, по Хаимовичу его
можно принять приблизительно равным 0,1.
Коэффициент трепия полихлорвинилового пластиката, применяе-
мого в торцовых уплотнениях, по стали согласно данным Михеева
и Хаймовича можно принять равным 0,06—0,08.
На фиг. 160—164 показапы зависимости коэффициента трения
от скорости скольженця кожаных уплотнений по поверхности вала
[18]*. Кривые со значком 0 получены с начала скольжения манжеты
по валу, кривые со значком 5 — через 5 оборотов после начала
вращения вала и кривые со значком 160 — через 160 оборотов вала.
Кривые на фиг. 160 получены для случая трения манжет из двух
сортов кожи: кожи хромового дубления и кожи «Ретан» при обиль-
ной подаче смазки. На фиг. 161 приведены коэффициенты трения
кожи хромового дубления при недостаточной смазке. Из сравнения
<86
Фиг. 160. Коэффициент трения /
манжет из кожи двух сортов о ио-
верхпость вала при обил ьиой смазке.
Фиг. 161. Коэффициенты трепня /
уплотнений из кожи хромоного
дубления в зависимости от окруж-
ной скорости и пала при недоста-
точной смазке,
Фиг. 162. Зависимость коэффициента
трения у манжетных уплотнений из
кожи растительного дубления о по-
верхность вала от скорости сколь-
жения v при обильной смазке.
Фиг. 163. Коэффициенты трения /
манжет из неопрена по стальному
валу в зависимости от скорости
скольжения при обильной смазке.
Фиг. 164. Зависимость коэффи-
циента трения / от скорости
скольжения v манжет из кожи
ретап по валу при обильной
смазке маслом с сильными про-
тивозадирными присадками.
187
этих кривых видно, что коэффициенты трения уплотнений из кожи
при недостаточной смазке ниже, чем мри обильной смазке, т, е.,
так же как и при трении фитилей, трение манжетных уплотнений
в значительной степени определяется сопротивлением сдвигу масля-
ной пленки.
На фиг. 162 изображены кривые изменения коэффициентов тре-
ния в зависимости от скорости скольжения манжетных уплотнении
из кожи растительного дубления при обильной смазке. В последнем
случае, в отличие от кожи хромового дубления (фиг. 160), коэффи-
циент трепия мало меняется с увеличением числа циклов вращения
вала, в то время как для кожи хромового дубления он повышается
с увеличением числа циклов вращения. Особенно благоприятно
в этом отношении ведет себя синтетическая резина неопрен, для кото-
рой коэффициенты трепия не меняются в зависимости от продолжи-
тельности работы (числа циклов вращения вала), все время сохраняют
низкое значение 0,02—0,08 и мало зависят от скорости скольжения.
Это видно из графика па фиг. 163 для случая трепия манжеты из
неопрена но стальному валу при обильной смазке.
Масла с сильными противозадирными присадками, содержащими
соединения серы, хлора, фосфора и пр., могут отрицательно влиять
на резиновые манжетные уплотнения. В таких случаях иногда пред-
почитают кожаные манжеты. На фиг. 164 приведены кривые зависи-
мости коэффициентов трепия от скорости для манжет из кожи ретан,
работающих при обильной подаче масла для гипоидных передач
автомобилей с сильными противозадирными присадками.
*
ТРЕНИЕ СТАЛИ ПО СТАЛИ
ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ШАРОВЫМ ОПОРАМ
Шаровые опоры находят применение в ряде механизмов- Для
расчета этих механизмов необходимо располагать величинами коэф-
фициентов трения при значительных контактных давлениях и сравни-
тельно малых скоростях скольжения. В этом случае коэффициент
трения подчиняется общим закономерностям, т. е. переходит через
максимальное значение при увеличении скорости и уменьшается
с возрастанием давления (см. 1-е издание книги И. В. Крагельского,
И. Э. Виноградовой «Коэффициенты трения», Машгиз, 1955, стр. 175).
Коэффициент трения в шаровых опорах машин для испытания
материалов на сжатие при контактном давлении нс свыше 70 кПсм*
для пары сталь по стали составляет 125]:
Без смазки ................................0,6
При смазке графитом.......................0.15
При нейтральной смазке на кальциевых мылах
с противозадирными присадками ..........0,06
ГЛАВА VI
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ
В РАЗЛИЧНЫХ СРЕДАХ
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕПИЯ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ПОДШИПНИКОВ
В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СРЕДАХ
По условиям технологического процесса в ряде случаев металли-
ческие подшипники работают в средах, по являющихся смазочными
жидкостями. Некоторые сведения о поведении различных материалов
в этих средах можно получить па основании приводимых ниже коэф-
фициентов трения в зависимости от режимов работы.
По экспериментальным данным. НИИХИММАШа 13], [4]. 15]
в среде раствора хлористых солей натрия и калия в аппаратах для
изготовления искусственной кожи подшипники из бропзы Бр. АжМц
10-3-1,5 в сочетании со сталью 1Х18Н9Т имеют коэффициенты трепия
0,51—0,54. В щелочных средах для подшипников из бронзы
Бр. АжМц 10-3-1,5 и Бр. АжН 10-4-4 при движении по стали 45 коэф-
фициенты трепия составляют 0,25—0,31. Испытания проведены при
удельных нагрузках па подшипник 5 кПсмг и угловой скорости
вала 145 об/мин; диаметр вала 40 лм1.
Для деталей, работающих в агрессивных средах, очеш» хорошие
результаты дает фторопласт-4 при условии, что удельные нагрузки
на поверхностях трепия невелики (менее 5 кГ/см?). Наиболее эффек-
тивным методом использования фторопласта, а также поликапролак-
тама (капрона), является паиесепие топких плепок из этого мате-
риала на металлическую поверхность или составление композиций
из металлической основы с наполнителем из пластмасс.
Фторопласт-4 сочетает хорошие антифрикционные свойства
с химической стойкостью. По экспериментальным данным
НИИХИММАШа [61 коэффициент трепия фторопласта-4 по стали 45
в среде щелочи составляет 0,03—0,04.
Для пар трепия, работающих в серной кислоте (при концентра-
ции до 15%) целесообразно применять сталь Х23Н27М2Т (ЭИ 628)
в паре с графитом ПК-0, пропитанным фенолформальдегидной смо-
лой, или с графитом АО-150 , пропитанным свинцом. При высокой
концентрации серной кислоты (олеум, 96%) возможно использование
стали 45 и чугунов [5].
189
Для деталей машин, работающих со смазкой водой, в качестве
антифрикционных материалов могут быть использованы дерево
(бакаут), древесно-слоистые пластики (ДСП-Б, ДСП-В и ДСГ1-Г),
Фиг. 165. Конфигурация исследован-
ных поверхностей подпятников:
I — ступенчатая поверхность, di = 15,9 ,н.н.
da = 47,6 aim, высота ступенек 0,04,и.«; II —
то же, что и поверхность I плюс канавки
шириной 2,37 лм; III — то же, что и поверх-
ность II, по di = 22.2 ЛМ1 da = 41,3 ли»;
IV — па поверхность из никелевой стали на-
паян слой меди толщиной 1,6 л.«, di = 27 л«,
d2 = 47,6 л1.и; V — поверхность имеет 16 пол-
ных и 16 частичных канавок шириной 0,79 ли»,
di = 15,9 .им, d2 = 47,6 лии.; VI — поверх-
ность имеет 16 полных канавок шириной
0,70 мм, dj — 12,7 aim, dj = 33.3 aim; VII —
поверхность имеет восемь канавок глубиной
0,51 мм, di = 12,7 мм, dg =33,3 aim;
VIII — то же, что и поверхность VI плюс
две концентрические канавки шириной
0,79 мм и глубиной 0,51 мм; IX — то же,
что и поверхность V, но е восемью полными
и восемью частичными канавками; X — три
пальца.квадратного сечения, d = 34,9 ли.
пара может работать в среде
натрий — калий до температуры 400°. На фиг. 166 и 167 показаны
кривые изменения коэффициента трения в зависимости от безраз-
текстолиты, резины, а также
углеграфитовые материалы, про-
питанные смолой или свинцом.
Коэффициенты трения под-
пятников с варьируемом кон-
фигурацией пяты (фиг. 165) для
нары медь — карбид вольфрама
в среде жидкой эвтектики
натрий — калий и в веретенном
масле приведены на фиг. 166—
168. Исследование проводилось
применительно к работо под-
шипников пасосов, перекачи-
вающих теплоноситель в атом-
ных реакторах [14]. Коэффи-
циенты трения определялись на
машине торцового трения, число
оборотов менялось от 25 до 1600
в минуту. Максимальная на-
грузка на поверхности трения
составляла 226,8 кГ, темпера-
тура среды менялась от ком-
натной до 500°.
Обработка поверхности пяты
производилась путем лапипго-
вания и полировки до чисто-
ты Нек = 0,025 4- 0,05 мк. Вра-
щающейся поверхности прида-
валась различная конфигурация
путем вытравления ступенек,
как показано на фиг. 165.
Наиболее удачным сочета-
нием трущихся пар в среде
жидкой эвтектики натрий — ка-
лий является медь — карбид
вольфрама, как наиболее стой-
кое против химического воздей-
ствия этой среды и обладающее
высокой износостойкостью. Эта
мерного параметра' грузоподъемности пары медь — карбид
вольфрама в среде натрий — калий при температуре 250° и для
190
двух вариантов конфигурации поверхности вращающегося “образца
(вязкость г) масла в сантипуазах; п в об/мин; удельная нагрузка р
в кПсм1).
Началу испытания предшествует длительная приработка; режиму
приработки соответствуют большие значения параметра . Испыта-
ние проводится в порядке возрастания нагрузки, т. с. уменьшения
параметра . Кривые на фиг. 1GG и 167 показывают, что вращаю-
щаяся поверхность, представляющая собой три отдельных квадрат-
ных площадки, обусловливает более низкие коэффициенты трения
Фиг. 166. Зависимость коэффициента тре-
ния
0,07р
Фиг. 167. Зависимость коэффи-
циента трения / от парамет-
. п п
f от параметра прп трении
по карбиду вольфрама в среде жид-
зтектики натрий — калий (поверх-
V, температура среды 250°); цифры
меди 1
кой эвтектики натрий
ность Г
у кривых обозначают длительность нрп-
работги в днях, предшествующей опыту
п п
pa д_ - при трении меди по кар-
биду вольфрама в среде жидкой
эвтектики натрий — калий при
температуре 250° после приработ-
ки в течение шести дней (по-
верхность X).
и большую грузоподъемность трущейся пары(т. е. меньшее значение
до повышения коэффициента трения), чем поверхность с 16 пол-
ными и 16 частичными радиальными канавками.
Среда натрий — калий обеспечивает более высокую грузоподъем-
ность этой пары: значение безразмерного параметра соответ-
ствующее увеличению коэффициента трепия, меньше (фиг. 168), чем
в среде веретенного масла, несмотря па его более высокую вязкость
при рабочей температуре (вязкость воретерпого масла равпа 3,0
сантипуаза при 100° и вязкость жидкой эвтектики натрий — калий
0,34 сантипуаза при 250°).
Коэффициенты трепия поверхностей из аустенитной нержавею-
щей стали 18/8 (18% хрома и 8% никеля) в среде жидкого натрия,
служащего теплоносителем в реакторах, приведены в'табл. 89 [11].
Теплоноситель перекачивается насосами, подшипники которых нс
161
могут изготовляться из цветных антифрикционных сплавов, так как
они реагируют с жидким натрием.
Коэффициенты трепия определялись на установке торцового тре-
пия, где испытуемыми парами служили два узкие кольца, помещен-
•Фнг. 168, Зависимость коэффициен-
та / трения меди по карбиду воль-
фрама в веретенном масле от пара-
метра 'о~ву~ пр” температуре 100°
(поверхность VI)-, цифры у кривых
означают длительность приработки
в днях, предшествующей опыту.
ныс в среде жидкого натрия.
Чтобы устранить доступ кисло-
рода в испытуемую камеру, ваппу
сначала заполняли твердым на-
трием под петролейным эфиром.
После сборки и уплотнения каме-
ру продували в точение несколь-
ких минут чистым азотом. Затем
петролейный эфир выкачивали
пасосом, в камере создавался
высокий вакуум, после чего ее
заполняли азотом. Для обеспече-
ния смачиваемости стальных по-
верхностей ванну быстро нагре-
вали до 200°, Во время испытаний
температура жидкого натрия со-
хранялась равной 150°.
Записывалось два значения
коэффициента трепия: /х — в на-
чале 30-минутного испытания под
Таблица 89
Коэффициенты трения и объемный износ образцов
из нержавеющей стали 18/8 в разных средах
Обработка п конфгп уращи поверхности ! ппидаею образца j Коэффициент трепия Обы-мный взнос верхнего образца в с.иЗ
Л /а
В среде жидкого наш рил
Гладкая поверхность (чистота обработки 0,25 .««•) 0,26 0,37 0,00018
0,68 0,57 0,00037
0,19 0,19 0.00004
Круговые кацапки на образце 0,32 0.32 0,00029
0,95 0,79 0,00045
Канавки, параллельные диаметру образца 0.19 0,27 0,00031
0,33 0,62 0,00033
Чистота обработанной поверхности 0,9 мк 0,16 0,25 0,00016
0,34 0.44 0.00004
0,17 1,0 0,00017
В среде минеральное»
- .идсла
Гладкая поверхность (чистота обработки 0.25 .»л) >1 1 0.0280
>1 >1 0,0255
192
нагрузкой 24,7 кГ и /2 — в _ конце этого испытания. Испытуе-
мые поверхности имели разную чистоту и характер обра
ботки.
Для сравнения в тех же условиях были проведены ис-
пытания поверхностей из стали 18/8 в среде минерального
масла. Результаты этих испытаний приведены в той же таблице.
Из приведенных данных видно, что коэффициент трепия аустенит-
ной хромоникелевой стали в среде жидкого натрия ниже, чем в мине-
ральном смазочном масле, и что повышение чистоты обработки не
способствует снижению коэффициента трения.
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ МЕТАЛЛОВ В ВАКУУМЕ
И В РАЗЛИЧНЫХ СРЕДАХ
Определение коэффициентов трепия в вакууме представляет инте-
рес, так как позволяет судить о фрикционных свойствах самих мате-
риалов, освобожденных от пленок окислов п загрязнений. Это необ-
ходимо для определения связи между фрикционными и механиче-
скими свойствами материалов, установления влияния структуры
металла на фрикционные свойства и т. и.
В настоящее время знание коэффициентов трения материалов
в вакууме приобрело большое практическое значение. Кроме того,
определение коэффициентов трения в вакууме существенно как для
узлов машин, работающих в вакууме, так и для трущихся сопряже-
ний, работающих в обычных условиях.
Значения коэффициентов трения в вакууме соответствуют тяже-
лым условиям работы этих сопряжений, когда их контактирующие
выступы освобождены от пленок в результате пластических деформа-
ций.
При подборе материалов трущихся пар для работы в вакууме,
в первую очередь следует исходить из таких сочетаний металлов,
которые обладают низкой взаимной растворимостью и не способны
образовывать сплавы. На это указывают опыты Шоу и Ливи [18],
Эрнста и Мерчанта [15], а также Коффина [13] (см. 1-е издание
книги И. В. Крагельского, И. Э. Виноградовой «Коэффициенты тре-
ния», Машгиз, 1955 г., стр. 177).
В табл. 90 приведена классификация металлов по Е, С. Маклину
в зависимости от этих свойств.
Антифрикционные свойства пары металлов зависят не только от
их сплавляемости, но и от упругих, пластических и прочностных
свойств, что определяет способность к разрушению узлов сцепления
в условиях адгезии поверхностей.
В табл. 91 приведены коэффициенты трения нескольких пар метал-
лов на воздухе и в вакууме по опытам Л. Ф. Коффина [13], получен-
ные при скольжении цилиндрической поверхности диска по неподвиж-
ному полусферическому образцу со скоростью 0,55 м/мин под нагруз-
кой 273 г.
13 Заказ 90.
193
Таблица 90
Свариваемость металлов при комнатной температуре
(по данным Е. С. Маклина)
Полная свариваемое» (1-я группа) Частичная свариваемость (2-грулпа) Ограниченная свариваемость (3-я группа)
Свинец—медь Медь—иодид титана Цинк—медь Цинк—цирконий Кадмий —медь Алюминий — серебро А л гоми в ий—медь Медь—железо М агниц—ка дм и й Магний—алюминий Магний — медь Магний—титан Кадмий—серебро Кадмий—титан Медь—титан Медь—цинк Медь—серебро Цинк—железо Цинк—титан Цинк—серебро К адм ий — железо Алюминий—железо Алюминий — титан1 Серебро — медь Железо —титан Железо—ци ркони й Висмут —железо Серебро— титан Свинец—алюминий Ципк — алюминий Магний—серебро Алюминий—цирконий Алюминий — ииколь Висмут—титан Висмут—медь Свинец—титан Серебро — ци рконий Свинец—железо 2 Серебро — железо Магний—железо2 Кадмий—цирконий 2
1 Может принадлежать к i-й группе. ‘ Может принадлежать ко 2-й группе.
Табл и ц а 91
Влияние дегазации па коэффициент треиия различных пар металлов
Трушаяся пара Степень взаимной раство- римости в твердом состоянии Коэффициент трения
на воздухе в вакууме после дега- зации
Медь—никель Полная 0,45 1,50
Тантал—никель » 0,23 0.90
Вольфрам—никель )> 0,21 1,36
Медь—железо Низкая 0,51 0,75
Тантал—медь Очень слабая 0,44 0,43
Вольфрам—медь » » 0,34 0,41
194
Результаты серии испытаний, проведенных ?Л. Ф. Коффином в ат-
мосфере воздуха по указанной выше, методике, сведены в табл.92-—
95. Результаты испытаний сгруппированы в следующие четыре
класса по способности пар к взаимной растворимости.
Класс А — металлы, обладающие полной растворимостью в твер-
дом состоянии.
Таблица S2
JK.taec А
TBiKWto SOJOd , •оаои онэиь | Материал Коэффи- циент трения Состояние пятна контакта на нолэуие Состояние полосы износа на диске
ползуна диска i после 5 обо- ротов после 100 оборотов
2 Медь Никель 0,28 1,00 Вырывание, кон- такт на широком участке Вырывание, кон- такт на широком участке
34 » 0,29 1.28 То же То >ио
19 Молибден Хром 1 —
20 Никель Железо 0,82 1,10 » »
29 Хром 0,30 0,73 2 Вырывание, кон- такт на узком , участке Незначительные вырывы, контакт на узком участке
30 Титан Цирко- ний 0,69 0,64 11означительное вырывание, кон- такт на широком участке Незначительное вырывание, кон- такт на широком участке
1 Покрытие.
2 После повторных 200 оборотов коэффициент трен и п воэрос no 1,02.
Таблица 93
Класс В
Число поворотов диска матерная Коэффи- циент треиия Состояние пятна контакта на иолауне Состояние полосы износа на диске
ползуна диска ! после 5 обо- ротов после 100 оборотов
16 Серебро Медь 0,45 1,50 Вырывание, кон- такт на широком участке Вырывание, кон- такт на широком участке
18 Никель Хром 0,91 1,30 То же То же
38,15 Воль- фрам Железо 0,19 0,54 Вырывания нот, контакт на узком участке Значительное вы- рывание, контакт на узком участке
13*
195
Класс В — металлы, обладающие умеренной растворимостью
в твердом состоянии и в зависимости от условий способные образовы-
Фпг. 169. Зависимость коэффи-
циента трения / от числа поворо-
тов диска при трении его по свин-
цу в атмосфере воздуха и гелия:
I — осушенный воздух; Z — осушен-
ный гелий.
железный диск; одновременно
выше, чем в среде гелия.
вать интерметаллические соединения*
Класс G — металлы, обладающие
низкой растворимостью (металлы
с высокой и низкой температурой
плавления), но создающие интерме-
таллические соединения.
Класс D — металлы, не образую-
щие сплавов, причем критерием
в этом случае служит низкая рас-
творимость пары, когда компонент
с более низкой температурой плавле-
ния находится в жидком состоянии.
На фиг. 169 изображены кривые
изменения коэффициента трения в за-
висимости от числа поворотов диска
при работе пары свинец — железо
в среде воздуха и гелия. В среде
воздуха обнаруживается налипание
частиц свинца от ползуна на
и коэффициент трепия на воздухе
Таблица 94
Класс С
Число поворотов писка Материал Коэффи- циент трешт Состояние пятна контакта на ползуне Состояние полосы износа на диске
ползуна диска после 5 оборотов после 100 оборотов I
3 Вол ь- фрам Алюми- ний 1,24 1,60 Намазывание Вырывание па широком участке
17 Тантал Железо 0,30 0,42* Незначительное вырывание па уз- ком участке Незначительное вырывание на узком участке
21 Цинк » 0,26 0,32 Незначительное вырывание на ма- лом участке Намазывание на узком участке
22 Олово Медь 1,44 1,63 Незначительное вырывание на большом участке Намазывание па широком участке
23 » Никель 0,71 0,93 То же То же
26 ТЦирко- ний Железо 0,39 0,72 » Вырывание на широком участке
28 » Алюми- ний 0 45 0,72 Намазывание То же
* Возрос до 1,02 после 600 оборотов.
196
Коэффициенты трения ряда металлов в атмосфере воздуха и гелия
по данным Л. Ф. Коффина приведены в табл. 96. По Л. Ф. Коффину
коэффициент трения в наибольшей степени снижается в атмосфере
гелия.
Таблица 95
Пласе D
А g Материал Коэффициент тропип
§ 6 ю Состояние пятна Состояние полосы
g ф сф ха контакта на ползуне износа на диске
ползуна диска ко «г* О н
Ф ей 2 2
ig посз РОТС IIOCJ обо]
1 Серебро Железо 0,15 0,65 Намазывание, полоса средних Износ незаметен
0,18 размеров
33 )> 0,15 То же То же
4 » Тантал 0,35 0,48 Полированная па узком участке
5 Молиб- Медь 0,29 0,60 Полированная То же
деп полоса малых
0,70 размеров
12 Серебро Хром1 0,25 Намазывание, Полоса средних Износ незаметен

31 Магний Железо 0,59 1,02 Незначительное Намазывание па
0,25 вырывание на широком участке широком участке
35,6 Тантал Медь 0.15 Небольшие бо- Полированная
роэдки на малом па узком участке
участке
32 Свинец Алюмн- о;95 1,30 Незначительное Намазывание на
ПИЙ вырывание на широком участке широком участке
37 Воль- Медь 0,15 0,32 Полированная Полированная на
фрам полоса малых узком участке
64 Железо размеров
Свинец 0,38 0,93 Небольшое вг.гры- Намазывание
ваппе иа большом па широком
участке участке
i Покрытие.
Титан обладает многими полезными свойствами: он относительно
легок при большой прочности и обладает высокими антикоррозий-
ными свойствами в агрессивных средах. Одпако ппзкая износостой-
кость и склонность титана к схватыванию и заеданию затрудняет его
практическое использование. В табл. 97 приведены коэффициенты
трения титана с различными смазками. Трение происходило между
стержнем диаметром 6,3 мм из титана и диском из того же материал а;
окружная скорость поверхности трения 61 см/мин под нагрузкой
1 кГ 117 ].
Заказ 90 -
197
Таблица 96
Влияние атмосферы на характер трения
материал i Класс Атмосфера Коэффи- циент трения Характер износа
пол- зуна лиска через 5 обо- ротов через 100 оборотов | «а пятне контакта ползуна на диске
Медь Никель А Воз- дух 0,28 1,00 Вырывание на широкой полосе Вырывание на широкой полосе
» » А Гелий 0,58 5,25 Сильное вырыва- ние па широкой полосе То же
Титан Цирко- ний А Воз- дух 0,69 0,64 Небольшое выры- вание на широкой полосе Небольшое выры- вание на широ- кой полосе
Титан цирконий А Гелий 0,92 1,23 То же То же
Воль- фрам Алюми- ний С Воз- дух’ 1,24 1,60 Налипание Сильное вырыва- ние на широкой полосе
Воль- фрам Алюми- ний С Гелий 1,05 1,31 » Сильное вырыва- ние
Оло- во Медь С Воз- дух 1,44 1,63 Небольшое выры- вание на боль- шом участке Налипание на широкой полосе
Оло- во Медь С Гелий 0,48 1,00 Слабое вырывание на большом участке Небольшое на- липание
Сви- нец Алюми- ний D Воз- дух 0,95 1,30 Небольшое выры- вание па большом участке Налипание па широкой полосе
» » D Гелий. 0,50 0,49 Участок износа средний полиро- ванный Полированная узкая полоса
Маг- ний Железо D Воз- дух 0,59 1,02 Небольшое выры- вание на большом Налипание па широкой полосе
» » D Гелий 0,45 0,62 Участок износа малый полиро- ванный Полированная узкая полоса
Воль- фрам Медь D Воз- дух 0,15 0,32 То же То же
» D Гелий 0,42 0,60 )>
Сви- нец Железо D Воз- дух 0,38 0,93 Небольшое выры- вание па большом участке Налипание на широкой полосе
•» » D Гелий 0,38 0,42 Участок износа средний полиро- ванный Износ незаметен
Кад- мий Железо D Воз- дух 0,39 1,45 Вырывание на большом, участке Сильное налип а- пие на широкой полосе
D Гелий 0,32 0,36 Участок износа малый полиро- ванный Износ незаметен
198
Таблица 97
Значения коэффициента трения поверхностей титана
при различной смазке
Смазка Коэффициент трения
Без смазки . . Чистые углеводородные минеральные масла и коммерческие минеральные масла (вязкостью 50—10 000 сет) Высоковязкое масло Производные углеводородов с длинной цепью Октадециловый спирт в цетане Олеиновая кислота Октадецилхлорид Бутилстеарат N-гексадециламин в цетане Пальмитиновая кислота в цетане 0,06 % стеарата железа в масле Коммерческие мази Неорганические растворы Едкий натр в воде Под в спирте Сероводород в воде . Нитрат калия в воде Синтвти-чссйке соединения с длинной цепью Силиконовое масло Полиэтиленгликоль Полипроииленгликоль ... Ucon 25-11-1400 (производное полиалкйленгликоля, раствори- .мое в воде) Pluronic L-44 (нолиалкиленгликоль, растворимый в воде) . . Растворы сахара Патока (высокой концентрации) Мед (высокой концентрации) Кленовый очищенный сироп (высокой копцентр ацин) . . . . Вышеуказанные сахара (низкой концентрации) Галоидированные углеводороды Мети лени о дид : Хлорофтороуглерод 11-14 вязкость (6,5 ест при 38°) . S-тстрабромэтан 1; 2; 3-трибромпропан Четыреххлористый углерод 1; 2; 4-трихлорбензол . , 1-бромпропан . . Разбавленные растворы указанных выше соединений . . . . 0,49 0,45-0,47 0,41 0,40 0,42 0,43 0,48 0,48 0,48 0,53 0,49 <0,49 <0,49 <0,49 0,49 0,43 0,26 0,33 0,31 0,36 0,32 0,32 0,32 0,49 0,18 0,21 0,25 0,27 0,34 0,48 0,55 0,46-0,49
199
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕИИЯ ТВЕРДЫХ ПОКРЫТИЙ ПО МЕТАЛЛУ
Фиг. 170. Изменение коэффи-
циента треиия / в зависимости
от температуры при трении
титана по твердой пленке из
графита [16].
Синтетические материалы в настоящее время применяются не
только в виде цельных втулок, ио и в виде покрытий и наклеиваемых
[2]. В первом случае покрытия наносят
путем напыления. Хорошо зарекомен-
довал себя порошок ПФН-12, представ-
ляющий собой смесь формальдегидной
смолы, модифицированной поливинил-
бутиралем с 10% графита. При скоро-
сти скольжения 1,1 м!сек со смазкой
водой такие подшипники с напыленным
слоем порошка ПФН-12 могут работать
до удельных нагрузок 120 кГ/смг, а при
смазке маслом — до нагрузок 150 кПсм*.
Типичная кривая изменения коэф-
фициента трепия в зависимости от тем-
пературы для твердой пленки графита,
пропитанного эпоксидной смолой, изо-
бражена на фиг. 170 [16]. Даппые полу-
чены на основании опытов при трении
торцом цилиндрического стержня из
титана по диску из того же материала
с твердым покрытием. Скорость скольже-
ния составляла 0,5 см!сек, нормальная нагрузка на стер-
жень —1085 Г.
В табл. 98 приведены коэффициенты трения ряда испытанных
твердых покрытий при трении по титану.
Таблица 98
Коэффициенты трения твердых покрытий по титану
Наполнитель Связующее средство Коэффициент трения при комнатной температуре Минимальный коэффициент трения Anin Температура определении Anin в
Графит Алкидная смола 0,18 0,06 382
» То же 0,21 0,03 468
Эпоксидная смола 0,27 0,05 482
♦ » То же 0,27 0,10 454
» Силилол 0,13 0,02 649
Спеченная окись 0,16 0,09 454
свинца 90% MoS2 и 10% 0,13 0,08 593
графита MoS., и графит Силикон 0,10 0,15 0,05 593
— Фенольная смола 0,07 510
200
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ ИЗДЕЛИИ ИЗ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ
МАТЕРИАЛОВ
Неметаллические антифрикционные материалы получают в тех-
нико все более широкое распространение. В настоящее время номен-
клатура таких материалов уже достаточно разнообразна и все больше
увеличивается.
В ряде случаев неметаллические антифрикционные материалы не
только могут служить полноценными заменителями дефицитных
цветных сплавов, по и успешно работать там, где не могут быть
использованы металлы, например, в агрессивных средах [5].
При трепии, если отсутствует смазка (например, в цилиндрах
кислородных компрессоров), целесообразно применять графит
АГ-1500, хорошо работающий в паре со сталью п е хромированными
поверхностями и выдерживающий удельную нагрузку до 25—
30 кГ!см2.
Ниже приводятся некоторые данные по коэффициентам трепия
неметаллических антифрикционных материалов.
Коэффициенты трения древесно-слоистых пластиков (ДСП)
и текстолитов
Существуют следующие виды древесных антифрикционных мате-
риалов.
Бакаут — прочная древесина одного из тропических деревьев,
обильно пропитанная маслянистыми смолами (до 30% смолистых
веществ). Антифрикционные характеристики бакаута значительно
повышаются, если его волокна расположены перпендикулярно
к направлению скольжения.
Лигностон получают из твердой древесины путем се прессования
с подогревом.
Древесно-слоистые пластики (ДСП)—изготовляют из тонких пласти-
нок дерева, набранных в определенном порядке, пропитанных синтети-
ческими смолами и затем спрессованных при нагреве.
Древесно-слоистые пластики широко применяются в качестве
антифрикционных материалов для подшипников скольжения, вту-
лок и малонагружеппых зубчатых колес (10). Особенно широко при-
меняются такие подшипники для шеек валков прокатных станов при
черновых операциях прокатки (блумипги и слябинги). Подшипники
из ДСП могут нести высокие нагрузки мри хорошем отводе тепла
путем интенсивного охлаждения их водой или эмульсией. Для сни-
жения коэффициента трения покоя ДСП по стали применяется едино-
временная подача консистентной смазки па кальциевом основании,
после чего подается вода для охлаждения.
Недостатком древесно-слоистых пластиков является склонность
их к разбуханию под действием воды и масла, вследствие чего при
необходимости точного соблюдения зазоров (например, при чистовых
операциях прокатки) ДСП малопригодны.
201
В СССР изготовляются древесно-слоистые пластики трех основ-
ных видов: ДСП-Б, ДСП-В и ДСП-Г, различающиеся взаимным-
расположением волокон пластинок дерева. В качестве антифрикцион-
ного материала чаще всего применяется пластик ДСП-Б, в котором
волокна древесины в соседних слоях располагаются под углом 90°.
Зависимость коэффициента трения подшипника из ДСП-Б по
стали от удельной нагрузки при смазке машинным маслом характе-
ризуется следующими данными (d — 100 ли»; t — 30°; и = 1,2 м/сек):
Удельная нагрузка в яГ/см* ... 5 10 20 30 40 50 75
Коэффициент трения............0,266 0,087 0,065 0,029 0,023 0,018 0,008
В табл. 99—101 приведены коэффициенты трения пластика ДСП
по стали при различных режимах работы и условиях смазки (10].
Таблица 99
Зависимость коэффициента трения подшипника из пластика ДСП
по стали Ст. 5 от удельной нагрузки и температуры шейки вала
i в °C р в кГ;см$
30 50 75 100
40 0,150 0,104 0,084 —
70 0,170 0,128 0,108 0,088
100 0,173 0,151 0,127 0,097
Примечание. d = 85ли»; зазор 6 = 0,0 85 мм; ® = 0,156 м;сек. Смазка мине-
ральиым .маслом с помощью подушки-
Таблица 100
Зависимость коэффициента трения скольжения пластика ДСП-Б по стали
от удельной нагрузки и скорости при поступательном движении
V в л/лит р в кГ/слЗ
50 100 150 200 250 300 350
0",72 0,130 0,115 0jl05 0,102 0,100 0,100 0,100
2,30 . 0,145 0,110 0,092 0,083 0,081 0,080 0,080
5.00 0,140 0,100 0,082 0,078 0,073 0,070 0,070
Примечание, водой. ДСП дополнительно долрессован усилием 250 кГ/е.н2. смазка
202
Таблица 101
Зависимость коэффициента тренпя подшипника из пластика ДСП-А
по нержавеющей стали от удельной нагрузки и скорости скольжения
р В «Г/С.Н2 Окружная скорость вала ® в «и; сек
2,1 3,0 4,0 5,0 6.25
5 0,0047 0,0036 0,0021 0,0014 0,0015
10 0,0051 0,0040 0,0037 0,0028 0,0022
15 0,0042 0,0031 0,0022 0,0031 0,0020
20 0,0022 0,0018 0,0013 0,0012 0,0006
Примечание. Поверхность нала металлизирована нержавеющей сталью
1Х18Н9Т. Смазка водой (t—20°); d-85 ль»; z/d=o,7. относительный зазор Ф=0,0012.
Изменение коэффициента трения подшипника из пластика ДСП-Б
по стали от удельной нагрузки при смазке проточной водой характе-
ризуется следующими данными (и — 1,2 м!сек, d = 100 ЛМ1):
р в кГ/с.и’ ...................... 5 10 20 30 40 50 75
Коэффициент трении ............... 0,112 0,057 0,034 0,030 0,018 0,012 0,005
Из приведенных данных следует, что с увеличением давления и
скорости скольжения коэффициенты трепия древесно-слоистых пла-
стиков, работающих со смазкой, уменьшаются.
Текстолит — слоистый прессованный материал из ткани, пропи-
таппый фенолформальдегидной смолой, имеет приблизительно
такие же антифрикционные свойства, что и дрсвоспо-слоистые плас-
тики. Однако текстолит является дефицитным и дорогостоящим
материалом. В настоящее время вместо текстолита применяются кор-
доволокнйт, хлопковолокнит, пластик ДЦ и др., в которых вместо
хлопчатобумажной ткани, используемой в текстолите, наполнителем
служит менее дефицитный материал или отходы производства.
Кордоволокнит представляет собой пластмассу, наполнителем
которой служат отходы от переработки автопокрышек. Хлопковолок-
пит изготовляется из эмульсионной резольной смолы и обезжиренных
хлопчатобумажных очесов. Пластик ДЦ представляет собой мате-
риал, где наполпителем является ткань, изготовленная на основе
древесной целлюлозы.
На фиг. 171 показано изменение коэффициентов трепия в зависи-
мости от удельной нагрузки при испытании подшипников из дре-
всспо-слоистых пластиков и текстолита при окружной скорости
вала 3,45 м!сек со смазкой водой [1 ].
По данным И. Я. Альшпца и Л. Н. Сушкипой по грузоподъем-
ности хлопковолокнит и пластик ДЦ приблизительно равноценны
текстолиту, кордоволокнит уступает им в этом. Коэффициенты трепия
203
подшипников из этих материалов при скорости 1—4 м/сек со смаз-
кой водой мало различаются между собой и находятся в диапазоне
0,002—0,012 при пагрузках 20—40 кГ/см2.
грузки р на подшипник из древесно-слоистых пластиков и тек-
столита при смазке водой:
1 — пластик ДСПВ; а —пластик ДС11В-10; 3 — пластик ДСПВ-Ю,
пропитанный маслом; 4—пластик ДСПБ-20; 5—древесная крошка;
в — текстолит.
Коэффициенты трения пластмасс
В последнее время в качестве антифрикционных материалов все
широ начали распространяться пластические массы, созданные па осно-
ве высокополимсрных соединений: нейлона, капрона и фторопласта.
Нейлон (капрон) и фторопласт хорошо работают в условиях
сухого трения в паре со сталями, чугунами и с твердым анодирован-
ным алюминием. В этих случаях коэффициенты трения достигают
0,05—0,09. Коэффициенты трения нейлона по нейлону и фторопласта
по фторопласту очень высоки (0,3—0,35).
Величина допустимых удельных нагрузок па поверхпость под-
шипников из псйлопа, капрона и фторопласта ограничена, потому
что при высоких удельных нагрузках они сильпо деформируются.
Из-за малой теплопроводности этих материалов изделия из них не
могут работать при больших скоростях, так как вследствие плохого
отвода тепла температуры трепия оказываются достаточпо высоки,
чтобы вызвать разрушение материалов: для фторопласта допустимая
рабочая температура не превышает 300°, а для нейлона опа еще
ниже (120°). В связи с этим допустимые значения р • v для подшип-
ников из нейлона и фторопласта находятся в пределах 0,6—
1,5 <кГ.м7сл12- сек.
Коэффициенты сухого треиия синтетических материалов по твер-
дой стали с увеличением скорости от 0,04 до 1,86 м/сек возрастают:
от 0,09 до 0,21 для фторопласта и от 0,15 до 0,33 для нейлона. В тех
же пределах изменения скоростей нри смазке водой и маслом коэф-
фициенты трения по стали фторопласта снижаются до 0,04—0,06,
а нейлона до 0,09—0,14.
204
Таблица 102
Значения коэффициента трепия пластмасс по стали 1Х18Н9Т и
по пластмассе фторопласт-4
Нагрузка иа обра- зец в кГ Материал пластин Материал образцов
фторо- пласт -4 фторо- пласт- 3 iQ% полпэти- лспа+шли- ивобутилен 45% ПОЛИ- этияена+ -гполиизо- бутилеы ПО-цикли- ческая
0.2 Сталь 1Х18И9Т 0,08 0,285 0,525 0,67 0,312
0,5 То ate 0,08 0,275 0,610 0,71 0,350
1,0 » 0,078 0,280 0,565 — 0,360
1,5 » 0,066 0,270 0,509 0,70 0,373
2,5 0,06 0,248 — 0,696 0,360
3,5 » 0,06 0,248 .— ,— 0,336
0,2 Фторопласт-4 — 0,112 0,40 0,40 0,163
0,5 То же — 0,11 0,36 0,35 0,145
1,0 —• 0,107 0,355 0,335 0,110
1,5 » — 0,1 0,326 0,333 0,096
2,5 д — 0,092 0,288 0,340 0,094
3,5 » — 0,077 — 0,082
п ло-
на
из
пиз-
тре-
при
В табл. 102 приведены значения коэффициента трения некоторых
пластмасс но стали 1Х18И9Ти по пластмассе фторопласт-4 (по дан-
ным НИИХИММАШа).
Коэффициент трения
движения цилиндриче-
ских образцов по
скости измерялся
приборе ГП-1.
Как видно
табл. 102, наиболее
кие коэффициенты
ния получаются
работе фторопласта-4
по стали 1Х18Н9Т.
Изменение коэффи-
циентов трения скрещи-
вающихся волокон син-
тетических материалов
в зависимости от нагруз-
ки по данным М. У. Па-
ское и Д. Тейбора изо-
бражено на фиг. 172.
Цифры у кривых указы-
вают толщину нитей
в мк. Скорость скольже-
ния в опытах составляла
около 0,2 см/мин [7 ].
Фиг. 172. Изменение коэффициента трения /
скрещивающихся волокон синтетических мате-
риалов в зависимости от нагрузки Р:
1 — политетрафторэтилен; 2—нейлон 168; з — поли-
хлорвинил; 4—полиэтилен, цифры па верхнем графике_
показатели степени п; цифры на пиишеи i графике —
диаметры нитей в л».-.
205
Анализ эмпирических кривых показывает, что коэффициент
трепия уменьшается с увеличением нагрузки по закону
где С — постоянный коэффициент;
п = 0,2 ~ 0,3,
Сравнение кривых коэффициентов трения для перекрещиваю-
щихся нитей разных диаметров показывает, что с увеличением
радиуса кривизны поверхности коэффициент трепия возрастает.
Коэффициенты трения графитовых материалов
Графиты различных марок получили широкое применение в ка-
честве антифрикционных материалов в различных узлах машин,
работающих без смазки (например, цилиндры кислородных компрес-
соров) или в агрессивных средах. Преимуществом графита является
его высокая химическая стойкость, хорошие антифрикционные ка-
чества и неизменность свойств ири высоких температурах (200—
2000°). Недостатком этого материала является то, что допустимая
удельпая нагрузка для пего не может превышать 30—40 кГ:см~.
Он обладает большой хрупкостью, плохо выдерживает ударные
нагрузки, а также теряет износостойкость при попадании па пего
масла.
В вакууме значительно ухудшаются антифрикционные свойства
графита: коэффициент трепия его сильно возрастает. При отрица-
тельных температурах графит делается очень хрупким, и износо-
стойкость его резко падает.
Графиты применяются для поршневых колец различных компрес-
соров: кислородных и сжимающих химическя-агрессивные газы
(SOz, NO2, НС1 и пр.), где металлические поршневые кольца оказь-
ваются нестойкими. Графиты применяются также в качестве сальлг-
ковых и торцовых уплотнений вращающихся валов и поступательно
движущихся штоков компрессоров. Графиты некоторых марок
можно применять для подшипников валов, работающих в агрессив-
ных средах. Так, по данным НИИХИММАШа 15], в среде серной
кислоты хорошо работают подшипники из графитов4 марок АО-1500
и ПК-0 в паре со сталью Х23П27М2Т. Коэффициенты трепия подшип-
ников в указанном случае составляют 0,01—0,02, в то время как
баббит Б-83 в паре с той же сталью в этих условиях имеет коэффи-
циент трения 0,3—0,35. Графит различных марок применяется в паре
со сталями 1X13, 2X13, монель-металлом и латунью, причем
поверхность контртела должна быть обязательно тщательно поли-
рована.
Для повышения прочности и непроницаемости пористых графито-
вых материалов, изготовляемых путем прессования естественного
графита, кокса и каменноугольной смолы, их подвергают пропитке
206
фенолформальдегидными смолами. Такими материалами являются
антифрикционные графиты марок АО-1500, АГ-1500 и ПК-0.
Антифрикционные качества графитовых материалов, работающих
всухую, определяются их способностью к «самосмазыванию», которое
объясняется: 1) легким расщеплением кристаллов графита по пло-
скости спайности и свойством вновь соединяться в единое целое;
2) ориентировкой кристаллов в молекулярном поле поверхпости
под действием нагрузки перпендикулярно направлению последней
и 3) свойством графита образовывать па поверхности металла при
трении тонкую сплошную пленку ориентированных чешуек, прочно
связанную с металлом.
Процесс образования ориентиро-
ванных пленок, называемый прира-
боткой, может продолжаться от не-
скольких минут до нескольких ча-
сов в зависимости от величины
удельной нагрузки, скорости и свой-
ств материалов. Он сопровождается
относительно большой скоростью из-
нашивания графита, снижающейся
к концу приработки до постоянного
очень малого значения, и измене-
нием коэффициента трепия от 0,12—
0,15 до 0,04-0,05 [8].
Вследствие хорошей электропро-
водности графитовые и металлокера-
мические материалы применяются
для щеток электрических ма-
шин.
В табл. 103 приведены коэффици-
енты трения графитовых материалов,
Фиг. 173. Зависимость коэффи-
циента трения / материала
АО-1500 от нормальной нагруз-
ки N в паре с различными
металлами:
г — сталь У8; 2—сталь 1Х18Ц0Т;
3 — мопсль-моталл; <1 — чуГуи; 3 —
латунь; в — сталь 2X13.
применяемых для этой цели согласно ГОСТу 2332-43 19].
Коэффициент трепия графита практически пе зависит от скорости,
с увеличением нагрузки коэффициент трепия уменьшается.
Изменение коэффициента трения в зависимости от нагрузки (по-
данным Л. А. Плуталовой) характеризуется обобщенным законом,
трения [формула (28)]. График зависимости коэффициента трепия
от нормальной нагрузки для материала АО-1500 при трении его по-
различным металлам приведен на фпг. 173. Коэффициенты трепия
определялись па приборе ГП-1.
Графит марки АГ-1500, работающий со сталями 1Х18Н9Т и 2X13
и с латунью при давлении до 40 кПсм2, рекомендуется для уплотне-
ния вращающихся валов, подшипников и направляющих.
Материал марки АО-1500 в паре с хромированной поверхностью
и перлитным чугуном при давлении до 35 кГ/см2 рекомендуется для
поршневых колец компрессоров, сальниковых уплотнений и подшип-
ников, работающих при высоких температурах.
207
Таблица 103
Характеристика щеток для электрических машин (ГОСТ 2332-43)
Группа щеток Марна Максимальная окружная ско- рость v в м/ сек Удельное элек- тросопротивле- ние в ом mmhim Твердость по Шору Коэффициент 1 трения при г>=15 м/сек, не более Износ за 50 час. работы при г>=50 м/сек в льи, не более Удельное нажа- тие ПРИ HBtACpfr* нни износа в Г/см3
Угольно- Т2,Т6 10 40-60 45-58 0,30 0,1 220
графитные УГ2 15 18-30 40-60 0,25 0,3 220
УГ4 12 26—38 45-65 0,25 0,3 220
Графитные И 12 30-46 35-50 0,30 0,20 220
Г2 15 25-37 40-50 0,25 0,15 220
гз 25 10-20 30-40 0,25 0,20 220
Гб 18 26-42 35-50 0,25 0,20 220
Г8 25 10-20 20-40 0,25 0,15 220
Электрогра- ЭГ2 25 20-30 46-60 0,20 0,10 220
фитирован- ЭГ4 40 10-16 20-30 0,20 0,25 220
ные ЭГ8 40 40-50 42—55 0,25 0,15 220
LЭГО 40 35-55 — 0,25 0,15 220
эги 40 26-42 — 0.25 0,15 220
ЭГ12 40 26-42 — 0,25 0,15 220
эпз 40 26-42 — 0,25 0,15 220
ЭГ14 40 26-38 — 0,25 0,15 220
ЭГ83 45 35-65 40-60 0,25 ——
ЭГ84 45 35-65 15-32 0,25 0,15 220
Медпогра- Ml 25 2—6 26-38 0,25 0;18 200
фитные М3 20 7-12 30-40 0,25 0,15 200
Мб 25 2—6 26-35 0,20 0,15 200
М20 20 5-13 24-36 0,26 0,20 200
МГ 20 0,05-0,15 — 0,20 0,80 175
МГ2 20 0,15-0,35 —— 0,20 0,40 175
МГ4 20 0,3-1.3 22-32 0,20 0,30 200
МГС 20 0,1-0,3 — 0,25 0,25 175
МГС5 35 2,0-15 — 0,25 0,50 200
МГС6 35 3,0-14 — 0,25 0,25 200
Бронзогра- фитные БГ 20 0,5-0,9 — 0,25 0,25 200
Трение натуральных и синтетических камней по различным
• металлам
Натуральные и синтетические камни применяются в качестве
опор в точпых приборах и часовых механизмах. Для этой цели ис-
пользуются рубин, сапфир, корунд, агат и др. в паре со сталью,
а иногда и с другими металлами. В часовых механизмах трение
камней происходит по закаленной стали У10А.
208
Поверхности трущихся пар тщательно обрабатываются: камней
до чистоты 14-го класса, а стальной цапфы до 12-го класса.
Как указывает В. И. Егоров, в часовых механизмах в наиболее
напряженных условиях работает узел баланс — спираль. Контакт-
ное давление в сопряжении ось,
гает 12 000 кГ/сл1а и выше.
Коэффициент трения покоя
в зависимости от давления
и рода поверхностей меняется
в пределах 0,1—0,6 для сухих
поверхностей.
Коэффициенты трения в- за-
висимости от удельной нагруз-
ки сухих, очищенных активи-
рованным углем плоских по-
верхностей из рубина, шпинели
и лейкосапфира, по сфериче-
скому полированному сегменту
радиусом 1 мм из стали У10А,
приведены па фиг. 174 и в
табл. 104.
баланс — накладной камень дости-
Фиг. 174. Зависимость коэффициента
трения / от удельной нагрузки р длн
материалов часовых опор, очищенных
активированным углом (твердость сфе-
рического сегмента из стали У10 А,
ИЛС 56):
1 — рубив; г — шпинель; 3 — лейкосапфир.
Лейкосапфир, не имеющий в своем составе примесей красителей,
обладает наименьшим коэффициентом трепия. Однако до сих пор
из эстетических соображений для опор в часах применяют темнокрас-
ный рубин. Необходимо отметить, что в часовых механизмах всегда
применяется смазка, и данные, приведенные в табл. 104, относятся
к частному случаю сухого трепия. При наличии масляной пленки
коэффициент трения покоя колеблется в пределах 0,03—0,17.
Зависимость коэффициента трепия от нагрузки при смазко часовых
опор разными маслами приведена па фиг. 175. Наибольшее сниже-
ние коэффициента трения дает часовое масло 4.
Таблица 104
Коэффициенты трения часовых опор
(сухое трение)
Нагрузка в кГ Удельная на- грузка в кГ1смз Коэффициенты тройня
Рубин — сталь Шпинель — сталь Лейкосапфир — сталь
0,3 17 000 0,40 0,39 0,33
0,5 20000 0,58 0,49 0,35
1,0 26 000 0,37- 0,37 0,31
1,5 30000 0,30 0,33 0,28
2,0 33 000 0,28 0,28 0,25
2.5 35000 0.26 0,25 0,23
3,0 37 000 0,25 0,24 0,22
3,5 40000 0,23 0,23 0,20
14 Заказ 90.
209.
Коэффициенты трепия лейкосапфира, рубина, шпинели и агата
по стали при смазке маслом 4 приведены в табл. 105.
Из табл. 105 видно, что меньший, коэффициент трения имеет пара
агат — сталь. Агат обладает наибольшей пористостью из всех пере-
численных материалов часовых опор, поэтому он хорошо удерживает
смазку, однако износостойкость его ниже, чем других камней.
Фиг. 175. Зависимость коэффициента трепия f от пормальпой нагрузки N при
смазке часовых опор разными маслами.
У кристаллов корунда оптическая ось совпадает с главной кри-
сталлографической осью. Направление кристаллографической оси
(параллельное или перпендикулярное поверхности контакта) в неко-
торой степени влияет па величину коэффициента трения. Мепыний
"Коэффициент трения наблюдается при направлении главной кри-
сталлографической оси в корунде параллельно поверхности
контакта.
Коэффициент трения стали по рубину зависит от скорости сколь-
жения; при увеличении скорости коэффициент трепия сначала
увеличивается, затем надает, переходя через максимальное зна-
чение.
Т а б л п ц а 105
Коэффициенты трепия часовых опор ири смазке трущихся поверхностей
маслом
Нагрузка в кГ Коэффициент трения
Рубин —сталь Лейкосаифир —• сталь Шпинель — сталь Ai ат—сталь
0,132 0,09 0,09 0,09 0.03
' 0,332 0,12 0,13 0,12 0,08
0,532 0,13 0,14 0,13 0,10
1,032 0,15 0,15 0,13 0,13
1,532 0,12 0,17 0,12 0,11
2,032 0,11 0,15 0,13 0,11
2,532 0,12 0,15 0,13 - 0,11
3,032 0,12 0,14 0,13 0,15 '
210
*
Стекло специальных сортов также может быть использовано
в качестве материала для подпятников точных приборов.
Стеклянные подпятники могут работать и без смазки ири условии
выбора надлежащего сорта стекла, благодаря чему возможно приме-
нение их в приборах, работающих при низких температурах.
Коэффициент трения для молибденового стекла но стали при
смазке трущихся поверхностей равен примерло 0,12, а при трении
без смазки 0,12—0,19. При этом первые цифры соответствуют трению
на пеприработаппых поверхностях, а вторые — па приработанных.
Коэффициенты трения для приборных подшипников из капилляр-
ных трубок по стали (по данным В. С. Абрамова) приведены
в табл. 106.
Табл и и. а 106
Коэффициенты трения стали по материалам, применяемым
для тдшвняаков приборов
Материал Коэффициент трения Материал Коэффициент тропил
Стекло 0,08-0,19 Натуральный ]>у- бип 0,12
Стал ь 0,1-0,15 Синтетичоскпй ру- бин 0,12
Агат 0,39-0,38 Сапфир 0,25
Гранат 0,22 Фибра 0,13
Эти подшипники работают только при горизонтальном располо-
жении оси.
Синтетический сапфир представляет особый интерес как материал
для подшипников механизмов приборов. Он является по-существу
обычным кристаллом А1203 и имеет физические и химические свой-
ства, присущие этому соединению: хорошие прочностные и антикор-
розийные свойства в широком диапазоне температур. Синтетический
сапфир обладает высокой твердостью и износостойкостью, и при
изготовлении из пего подшипников может быть обеспечена высокая
чистота поверхности.
В табл. 107 приведены коэффициенты трепия искусственного
сапфира по разным металлам в различных средах при комнатной
температуре 112], v — 0,89 см!сек-, Р — 466 Г.
Исследование проводилось при скольжении с малой скоростью
полусферического ползуна по цилиндрической поверхности. На-
грузка повышалась ступенями: первые 50 оборотов нагрузка на сфе-
рический образец составляла 186 Г; следующие 50 оборотов 279 Г;
от 100 до 200 оборотов ползуна пагрузка была 373 Г и, наконец, от
200 до 330 оборотов нагрузка составляла 466 Г.
Сферический неподвижный образец во всех случаях был из синте-
тического сапфира, а цилиндрический вращающийся (диск) — из
никеля, па который надевались ободы из золота, серебра, платины
или родия.
14*
211
Таблица 107
Коэффициенты трения искусственного сапфира по металлам при комнатной
температуре в различных средах [12]
Среда Коэффициент трения сапфира
по нике- лю по золоту по серебру по платине по родию
Воздух Кислород ....... Гелий ......... Водород ........ Вода ......... Дегазированная вода 0,95 0,6—3,0 0,55 0,70 0,73 0,58 0,38 0,36 0,37 0,47 0,55 0,43 0,55 0,62 0,5 0,72 от 0,63 до 1,9 0,63
При трении никеля по сапфиру наиболее высокие коэффициенты
трения получаются при комнатной температуре в атмосфере кисло-
рода и воздуха. Наиболее низкие коэффициенты трения получены
для сапфира в сочетании с золотом.
При трении золота по сапфиру и серебра по сапфиру коэффи-
циенты трения при температуре в пределах 400—425° сохраняют не-
высокое значение (0,45). При более высокой температуре коэффициент
трепия резко возрастает.
ЛИТЕРАТУРА
Глава I
1. В о у д е и Ф. П. и Тейбор Д., Трение и смазка твердых тел, Мапт-
гиз, 1960.
2. В е й л е р С. Л., Лихт мая В. И. и Р е б и и д е р П. А., О меха-
низме действия смазок при обработке металлов давлением. Доклады АН СССР,
т. 110, № 6, 1956. v
3. В е р х о в с к и й А. В., О явлении предварительного смещения, «Жур-
нал прикладной физики», вып. 3—4, 1926.
4. Виноградова И. Э. и Алексеева!'.. А., Термографическое
исследование противозадирных присадок к маслам, «Химия и технология то-
плив и масел» № 7, 1961.
5. Г а р к у и б в Д. И. и К р а г е л ь с к и й И. В., Влияние отношения
величии поверхностен трепия п твердостей на условия скольжения контакти-
рующих деталей машин. Доклады АИ СССР, т. XCI, № 5, 1953.
6. Демкин II. В., Контактирование шероховатых поверхностей, изд.
АН СССР, 1961.
7. Дерягин Б. В., Молекулярная теория трения и скольжения, «Жур-
нал физической химии», т. 5, вып. 9, 1934.
8. Дерягин Б. В., Новый вакоп трения и скольжения, Доклады АП
СССР, т. 3, № 93, 1934.
9. Д е р я г и н В. В. и Лазарев В. П., Применение обобщенного
закона трения к граничной смазке и механическим свойствам смазочного слоя,
сб. трудов II Всесоюзной конференции но трению и износу в машинах, т. Ill,
изд. АН СССР, 1949.
10. ЕпифаповН. И., О двучленном законе трения, сб. «Исследования
по физике твердого тела», изд. АН СССР, 1957.
И. И ш л и п с к и й А. Ю., Липейпые законы деформирования не вполне
упругих тел, Доклады АН СССР, т. 26, № 1, 1940.
12. К р а г е п в с к и й И. В., О сухом трепни, «Вестник машиностроения»
№ 2-3, 1946.
13. К р а г е л ь с к и й И. В., Некоторые понятия и определения, отно-
сящиеся к трению и изнашиванию, изд. АН СССР, 1957.
14. К р а г е л ь с к и и И. В., О критериях извоса материалов, Доклады
АН СССР, т, 129, № 5, 1959.
15. К р а г е л в с к и й И. В., Демкин И. Б., Определение фактиче-
ской площади касания, «Трение й износ в машинах», сб. XIV, изд. АИ СССР,
I960.
16. К р а г е л ь с к и й И. В. и Щ е д р о в В. С., Развитие науки о тре-
нии, изд. АН СССР, 1956.
17. Матвеевский Р, М., О режиме трепия при испытании масел
на четырехшарпковой машине, «Трепие и износ в машинах», сб. XII, изд. АН
СССР, 1958.
18. «Машиностроение», Энциклопедический справочник, т. I, ч. 2, ЭДашгнз,
1947.
19. Розенберг Ю, А. и Виноградова И. Э., Смазка механиз-
мов машин, Гостоптехиздат, 1960.
213
20. Стокер Д., Нелинейные колебания механических и электрических
систем, ИЛ, 1953.
21. Трение и граничная смазка, Сборник переводов, ИЛ, 1953.
22, X р у щов М. М. и М а т в е о в с к и й Р. М., Новый вид испытания
смазочных масел, «Вестник машиностроения» № 1, 1954.
23. Burwell I. Т. and RabinowiczE., Nature of Colfficient of Fri-
ction, «Journal of applied physics» № 2, vol. 24, p. 136—139, 1953.
24. Frewing J. J., The influence of temperature on boundary lubrica-
tion, Proc. Roy. Soc., Ser. A, 181, Ks 984, 1942.
25. Peterson M. B., F 1 о r e k I. I. and Lee R. E., ASLE-Transac-
tions, vol. 3, № 1, 1960.
Глава II
1. Виноградов Ю. M., Влияние смазки на процесс заедания при ре-
зании металлов, Труды семинара АН СССР'но качеству поверхности, сб. № 1,
изд. АН СССР, 19&.
2. Виноградов Ю. М., Зависимость между трением и чистотой по-
верхности прп резании металлов в разных средах, Труды семинара по качеству
поверхности, сб. № 2, изд. АН СССР, 1953.
3. Г а л л а й Я. С., Материалы по теории прокатки, под ред. И. И. Пав-
лова, ч. 1, Металлургиздат, 1934.
4. Г о л у б е в Т. М. и Зайков М. А., Коэффициент трепия при горя-
чей прокатке, «Сталь» № 3, 1950.
5. Гр у д е в А. II., Коэффициенты трения на двух стадиях процесса про-
катки, со. «Обработка металлов давлением», вып. IV, Металлургиздат, 1956.
6- Г р у д е в А. П., сб. «Прокатное и трубное производство», Приложение
к журналу «Сталь», «О методах определения коэффициента треиия», Металлург-
издат, 1958.
7. Губкин С. И., Теория обработки металлов давлением, Металлург-
издат, 1947.
8. Губки п С. И., Теория удельного давления точения металла при воло-
чении, «Известия Академии Наук, ОТН» № 12, 1947.
9. ГубкинС. И. и др., Экспериментальные вопросы пластической дефор-
мации, вып. 1, ОНТИ, Металлургиздат, 1934.
10. 3 о р е в И. Н., Нормальные силы и силы трепия при косоугольном
свободном резапии, Труды ЦНИИТМАШ, кн. 15, Машгив, 1948.
И. 3 орев Н. и., Исследование элементов механики процесса резания,
ЦНИИТМАШ, кн. 48, Машгиз, 1952.
12. Ковалев И. Г., Коэффициент трепия при глубокой вытяжке
дуралюминия, «Экспресс-информация бюро новой техники», МАП, № 8,
1948.
13. К р а г е л ь с к и й И. В., Виноградова И. Э., Коэффициенты
трепия, Машгиз, 1955.
14. Кузнецов В. Д., Физика твердого тела, т. IV, «Красное знамя»,
Томск, 1947.
15. Л а ш к о И. Ф., Петренко Б. Ю. и Слободянюк Г. Я.,
О характере изменения коэффиниепта трения прп высоких температурах, «Тео-
рия и практика металлургии» № 5, 1937.
16. Молотков Л. Ф., Коэффициент трения при горячей прокатке
высокоуглеродистых сталей, «Теория и практика металлургии» № 3, 1940.
•17. Павлов И. М., Теория прокатки, Металлургиздат, 1950.
18. П а в л о в И. М. и Г а л л а й Я. С., «Металлург» № 7, 1935.
19. П а в л о в И. М. и Г е т Н. Н., «Металлург» Лг 7, 1936.
20. П р е с н я к о в А. А., Статья в сборнике «Обработка металлов давле-
нием», Металлургиздат, 1952.
21. Р о з е п б е р г А. М. и Е р е м и н А. Н., К теории процесса реза-
ния металлов, «Станки и инструмент» № 10, 1949.
22. Р о з е н б е р г А. М. и Е р е м и и А. И., Известия Томского поли-
технического института, т. 68, вып. 1, 1951.
214
23. Рокотян Е. С., Давление металла на валки при холодной прокатке,
«Сталь» № 9, 1947.
24. Чертавских Л. К., Трепие и. смазка при обработке металлов
давлением, Металлургиздат, 1949.
25. Шофман Л. А., Глубокая вытяжка листового металла, ИТЭИИ
№ 2, Плапиздат, 1945.
26. 10 х в е ц И. А. л АлеКсеснко-Сербии Т. М.. Холодное
волочение черных металлов, ОНТИ, 1938.
27. Baron И. G. and Thompson?. С. Friction in Wire Drawing,
«Journal of Institute of Metals», vol. 78, Dec. 1950.
28. Ford II., Journal of Institute Petrol., № 370, vol. 40, 1954.
29. Linicus W. and Sachs G., Versuche uber die Eigcnschaflon
gezogener Drahte und den Kraftbedarf beim Drahtziehen, 1931.
30. L u e g W. und T rep t о w К. H., Schmierstoffe und Schmiersstoff-
tragcr beim Ziehen von Stahldraht, «Stahl und Eisen», № 8, 1952.
31. Sachs G., Practical Metallurgy», 1944.
32. Williams R. C., Lubrications, affected by physical properties
of lubricants, «Wire and wire Products», vol. 10, p. 145, 1935.
Глава 1П
(.Александров M. П., Тормоза подъемпо-трапспортпых машин,
Машгиз, 1958.
2. Б а б и ч к о в А. М. и Е г о р ч о п к о В. Ф., Тяговые расчеты, Транс-
желдориздат, 1952.
1953^ ^ань «Прикладная механика и машиностроение» № 6, ИЛ,
4. Г о мел ля С. П., Опытные исследования и формулы коэффициента
скользящего трепия, Научные труды Днепропетровского металлургического
института, вып. V, 1940.
5. Иванов Е. А., Характеристики фрикционных материалов в соеди-
нительных муфтах и тормозах, «Вестник машиностроения» № 8, 1952.
6. Казаринов В. М. и Карвацкий В. Л., Расчет и исследо-
вание автотормозов, трансжелдориздат, 1961.
7. К р а г е л ь с к и й И. В. и Ч и ч и п а д з е А. В., Методика испыта-
ния фрикционных материалов на новой машине трепня И-47, «Заводская лабо-
ратория» № 5, 1954.
8. Лаврентьеве. А., Исследование трепня первого рода цилиндри-
ческих тел, Трение и износ в машинах, Труды I конференции,- т. 2, изд. АН
СССР, 1940.
9. «Машиностроение», Энциклопедический справочник, т. П, Машгиз, 1947.
10. М и н ц А, М. и П ы ж е в и ч Л. М., Пути улучшения тормозных
колодок и их эксплуатационные испытания, «Советский метрополитен» № 4,
Трансжелдориздат, 1940.
И. Минц А. М. и Пыжевич Л. М., Пути улучшения тормозных
устройств, «Советский метрополитен» 8, Трансжелдориздат, 1940.
12. П е с т о в А. И., Определение температуры лепточных тормозов кранов,
«Речпой транспорт» № 10, 1960.
13. П е с т ов А. И., Нагрев узлов машин при граничном и сухом трении,
Автореферат диссертации на соискание ученой степени д-ра техн, паук, 1960.
14. Правила тяговых расчетов для поездной работы, Траисжелдорнздат,
1961.
15. С е м е и о в И. В., Экспериментальные исследования расчетных
коэффициентов трепия при ударе, Известия высших учебных заведений, «Ма-
шиностроение» № 7—8, 1958.
16. Фрей длин А. М., Новое в расчете тормозов, «Внутризаводской
транспорт и стальные конструкции» № 3, 1937.
17. Ч у д а к о в Е. А., Теория автомобиля, Машгиз, 1950.
18. Чу пил ко Г. Е., Самолетные тормозные устройства, Оборопгиз,
215
19. Чупипко Г. Е., Температура нагрева тормозного авиаколеса.
Труды Ш конференции по трению и износу в машинах, т. II, изд. АН СССР,
1960.
20. Ч е т ы р б о к Ф. М., Торможение краповых механизмов, Машгиз,
1950.
21. Щедрое В. С., Ч и ч и и а д з е А. В. и Трояновская Г. И.,
Влияние температурного ноля на фрикционные характеристики и моделирова-
ние процесса трения, Труды III Всесоюзной конференции по трению и износу
в машинах, т. II, изд. АН СССР, 1960.
22. Шутнй Л. Р. и Мамлеев Л. И., Автомобиль ЗИС-150, Воен-
издат, 1953.
23. Яковлев Н. А., Теория и расчет автомобиля, Машгиз, 1949.
24. Flerig L, Die Forgange in der Reibkupplung, ATZ, № 1, 1951.
25. «Machinery», London, vol. 79, № 2035, p. 855, 1951.
26. Parker R. C., Behaviour of static coefficient of friction from velo-
city of langencial force, Institute Mechanical Engineer, «Appl. Mechanics Pro-
ceedings», vol. 163, № 59, 1950.
Глава IV
1. Александров M. П., Тормоза подъемно-транспортных машин,
Машгиз, 1958.
2. В а б и ч к о в А. М. и Е г о р ч е н к о В. Ф., Тяговые расчеты,
Трапсжелдориздат, 1952.
3. Барский М. Р. и Сердил о в а И. Н., Улучшение тяговых и
тормозных свойств электровозов, Труды ЦНИИ МПС, вып. 64, Трапсжелдор-
издат, 1952.
4. И ш л и п с к и й А. Ю., Теория сопротивления перекатывания, Труды
I конференции по трению и износу, т. II, изд. АН СССР, 1940.
5. К а з а р и п о в В. М. и К а р в а ц к и й Б. О., Расчет и исследо-
вание автотормозов, Трапсжелдориздат, 1961.
6. К а з а р и н о в В. М. и Вуколов Л. А., Исследование автотор-
мозной техники па железяых дорогах СССР, Труды ЦНИИ МПС, вып. 212,
Трансжелдориздат, 1961.
7. К н о р о з В. И., Работа автомобильной шипы, Автотрансиздат, 1960.
8. Львов Е. Д,, Теория трактора, Машгиз, 1952.
9. М и н о в Д. К., Роль скольжения колес при реализации тягового уси-
лия и структура коэффициента сцепления при электрической тяге, Известия
АН -СССР, ОТН № 4, изд АН СССР, 1947.
10. Чудаков Е. А., Качение автомобильного колеса, изд. АН СССР,
1948.
11. Чудаков Е. А., Теория автомобиля, Машгиз, 1950.
12. Bowdon F. Р., Friction on snow and ice and development of some
fast-running skis, № 4190, vol. 176, 1955.
13. Pflanz K., Die Haftreibung zwischen Rad und [Schiene, «Maschi-
nenbau und Warmewirtschaft» № 5, 1952.
Глава V
1. А б а п о в Л. В., К о д п п p Д. С. и др., Подшипники жидкостного
трения прокатных станов, Машгиз, 1955.
2.. А л е к с а н д р о в М. П., Тормоза подъемно-транспортпых машин,
Машгиз, 1958.
3. Бензель мап Р. Д., Цыпкин Б. В., Подшипники качения,
Справочник, изд. 4-е, Машгиз, 1959.
4. Детали машин, иод ред. проф. ф. Н. Ачеркана, Машгиз, 1953.
5. КоровчиискийМ. В., Теоретические основы работы подшипни-
ков скольжения, Машгиз, 1959.
6. Лурье Б. Г., Коэффициенты трения материалов для направляющих
станков, «Станки и инструмент» № 3, 1959.
216
7. Л у р ь е Б. Г. и О ш е р Р. Н., Масла, обссиечшшюгцие равномерность
подачи столов станков, «Станки и инструмент» № 7, I960.
8. Меррит X. Я., Зубчатые передачи, Машгиз, 1947.
9. Мордвинцев Л. А., Исследование запрессовки вагонных осей,
«Транспортное машиностроение» № 2, 1939.
10. Р о з е п б е р г Ю. А. и Виноградов » И. Э., Смазка мохапиз-
мов машин, Гостоптехиздат, 1960.
11. Снеговскип Ф. Л., Тепловой расчет подшипника скольжения
жидкостного трения, Труды ЦИИИТМАШ, ген. 90, Машгпз, 1958.
12. Тартаковский И. П., Контактная прочность прессовых соеди-
нений при пластических деформациях, сб. «Повышение износостойкости и срока
службы машин», Машгиз, 1953.
13. Т е л и с И. Я., Износ валов в мостах уплотнений неметаллическими
материалами, сб. «Повышение износостойкости и срока службы машин», Маш-
гиз, 1953.
14. Т р у б и н Г, К., Контактная усталость зубьев прямозубых шестерен,
Труды ЦИИИТМАШ, кн. 37, Машгиз, 1950.
15. Троянов И. И., Подбор конических сопряжений призм к автомо-
бильным весам, Труды II Всесоюзной конференции по трению п взносу АИ
СССР, изд. АН СССР, 1947.
16. Ханович М. Г., Опоры жидкостного трепия и комбинированные,
Машгиз, 1960.
17. Birchall Т. М. and Moor А- М., Metalworking Production,
v. 102, N. 38, 1958.
18. Forrester Р. G., Frictional properties ol oil seal materials, «Engi-
neering», N. 4254, vol. 164, p. 121, 1947.
19. Ilanocq Ch., Proc. General Discussion on Lubrication and Lubri-
cants, Inst. Meeh. Engrs., vol. 1, p. 122, London, 1937.
20. H i ersig H. M., Die Tecbnik,' N. 9, s. 403, 1947.
21. Kelley B. W., SAE — Transactions, vol. 61, p. 175, 1953.
22. M i k u 11 a L., Konslruklion, Bd. 10, N. 9, 1958.
23. P i e t s c h E., Zur Frage der Kombination von Gleil-und Wiilzlagern
«Maschinenbautechnik», 5 Yg., N 4, 1956.
24. P igm an G. L and К eller W. M., Friction and oil lend characteri-
stics of journal box packing, Lubrication Science and Technology», vol. 1,
N. 1. Perga mon Press, London, 1958.
25. Tarrant A. G., Measurement of friction at very low speeds, «Engi-
neer», vol. 198, N. 5143, p. 262, 1954.
26. V о g e 1 p о h 1 G., VDJ, Bd. 96, N 9, 1954.
27. Vogelpohl G., «Konstruktion», Bd. 8, N. 3, 1956.
28. Vogelpohl G., Uber die Tragfahigkeit von Gleillagem und ihre
Bereehnung, Forschugsberichte N 268 des wirtschafts und Verkehrsministeriums
Nordrhein — Westfallen, 1956.
29. Vogelpohl G., «Konstruktion», Bd. 9, N 21957.
30. V о g e 1 p о h 1 G., Konstruktion, Bd. 9, N. 10, 1958.
Глава VI
1. АльшицИ. Я., Применение различных пластиков в качестве подшип-
никовых материалов, сб. «Повышение износостойкости и срока службы машин»,
Машгиз, 1956.
2. А л ь ш и ц И. Я. и С у ш к и п а Л. Н., Испытания антифрикционных
материалов и покрытий, Труды III Всесоюзной конференции по трению и износу
в машинах, т. I,. изд. АЙ СССР, 1960.
3. Васильев И. В., Исследование процесса изнашивания и заедания
материалов при трепии в щелочной среде, Труды НИИХИММАШа, вын. 25,
1958.
4. В а с п л ь е в И. В., Изнашивание металлов и изменение электродных
потенциалов при трении в растворах едкого натра, «Химическое машинострое-
ние» № 3, 1959.
217
5. Васильев И. В., Исследование антифрикционных свойств мате-
риалов для подшипников скольжения, работающих в щелочной среде, Труды
НИИХИММАШа, вып. 27, 1959.
6. Виноградов Ю. М. и В а с и л ь е в И. В., Опыт применения
подшипников из фторопласта. «Передовой производственно-технический опыт»,
сер. 19, Институт технико-экономической информации АН СССР, Москва,
1956.
7. П а с к о е М. У. и Т е й б о р Д., Трение п деформация пластических
материалов, «Машиностроение» № 8, 1956.
8. П л у т а л о в а Л. А., Современные представления о механизме тре-
пия пары металл — графит, Труды III Всесоюзной конференции по трепню
и износу в машинах, т. II, изд. АН СССР, 1960.
9. Постников Д. А., Проектирование электрических машин, Маш-
гиз, 1952.
10. Рудик М. А,, Сб. «Трепие и изпое в машинах», вып. VIII, изд. АН
СССР, 1953.
11. Campbell R. В., Conference on Lubrication and Wear, Insin.
Meeh. Engrs. London, 1957.
12. Coffin L. F,, Friction of synthetic sapphire, «Lubrication Science
and Technology», vol. 1, № 1. Pergarnon Press, London, 1958.
13. Coffin L. F., Lubrication Engg, n. 1, 1956.
14. Coffin L. F., Boundary lubrication, Wear-in and hydrodynamics
behaviour of hearings for liquid metals and others fluids, «Lubrication Science
and Technology», vol. 1, N. 1, London. Pergarnon Press, 1958.
15. Ernst G., Merchant M., Chip formation, friction and high
quality machined surfaces, Surface treatment of metals, Soc. of Metals, 1941.
1(L Kingsbury E. P., Solid film lubrication at high temperature,
«Lubrication Science and Technology», vol. 1, N.I, Pergarnon Press, London,
1958.
17. M i 11 e r P. D., И о 11 a d a у G. W„ Wear., vol. 2, 1958.
18, Show?., Le a vy E,, Friction of dry solids in vacuo, Phil. Maga-
zin, vol. 10, p. 809, 1930.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие ко второму изданию ...............
Глава I, ОСНОВЫ ТЕОРИИ ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ . . .
Основные определения. Классификация тренпя .
О природе внешнего трепня ................
Влияние свойств поверхности па трепне . , .
Основные факторы, влияющие па трепне
Некоторые теории трепия..................
Площадь касания ..........................
О расчете коэффициента трепия.............
Скорость приложения нагрузки..............
Продолжительность неподвижного контакта тел
Влияние скорости скольжения па силу трения .
Температура трения ............
5
ЛЯЮ-
ЗАМЕЧЕНМЫЕ ОПЕЧАТКИ
Стра- ница I Строка Напечатано Должно быть ! 1
— ' - 1 1
9 92 99 141 142 7-я снизу Табл. 42. 1-я графа справа Табл. 45, 3-я графа справа И-я и 10-я снизу 19-я снизу увеличением _ коэффициента коэффициента забегающей и отстающей (113). умеиыяением коэффициента обратной тяги коэффициента обратной тяги отстающей и забегающей (110).
Заказ .N5 §0.
шил
64
64
74
75
75
81
90
90
101
103
пня
Условия трепия в тормозах и сцепных муфтах................
Методы определения коэффициентов трения...................
Коэффициенты трепия в тормозах различной конструкции ....
Коэффициенты трения в тормозах грузоподъемных машин . . .
Коэффициенты трепия в муфтах сцепления тракторов, автомо-
билей, предохранительных муфтах и др.....................
Коэффициенты трения ж.-д. тормозных колодок...............
Коэффициенты тренпя в автомобильных тормозах .............
Трение в автологах .......................................
Трение во фрикционных аппаратах автосцепки ...............
Экспериментальные данные по основным фрикционным материалам,
применяемым в тормозах н сцепных муфтах....................
Глава IV. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ ТРЕНИЯ
КАЧЕНИЯ И СКОЛЬЖЕНИЯ КОЛЕС И ПОЛОЗЬЕВ ПО ОПОРНОЙ
ПОВЕРХНОСТИ . ................................................
Обозначения п терминология.................................
Процесс качения колеса ....................................
Стр.
3
7
7
8
8
21
26
31
33
38
48
51
52
54
56
50
61
104
104
104
107
109
109
113
117
121
123
124
125
136
136
137
219
5. Васильев И. В., Исследование антифрикционных свойств мате-
риалов для подшипников скольжения, работающих в щелочной среде, Труды
ПИИХИММАШа, вып. 27, 1959.
6. Виноградов Ю. М. и В а с и л ь е в И. В., Опыт применения
подшипников из фторопласта. «Передовой производственно-технический опыт»,
сер. 19, Институт технико-экономической информации АН СССР, Москва,
1956.
7. ПаскоеМ. У. и Т е й б о р Д., Трепие и деформация пластических
материалов, «Машиностроение» № 8, 1956.
8. ПлуталоваЛ. А., Современные представления о механизме тре-
ния пары металл — графит, Труды III Всесоюзной конференции по треппю
и износу в машинах, т. II, изд. АН СССР, 1960.
9. Постников Д. А., Проектирование электрических машин, Маш-
гиз, 1952.
10. Р у д ык М. А., Сб. «Трение и износ в машинах», вып. VIII, изд. АН
СССР, 1953.
11. Campboll R. В., Conference on Lubrication and Wear, Instn.
Meeh
1
and. 1
1
1
behai
and ’
1
quali
1
«Lub
1958.
i *
zin,
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Продпслошю ко второму изданию.............................. 3
Глава I. ОСНОВЫ ТЕОРИИ ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ..................... 5
Основные определения. Классификация трения..................... 5
О природе внешнего трепия................................... 7
Влияние свойств поверхности на трепие....................... 7
Основные факторы, влияющие на трение........................ 8
Некоторые теории трения...................................... 9
Площадь касания .............................................. 15
О расчете коэффициента трения................................. 21
Скорость приложения пагрузкп.................................. 26
Продолжительность неподвижного контакта тел................... 31
Влияние скорости скольжения па силу трепия.................... 33
Температура тренпя ........................................... 38
Влияние поминального размера поверхности и числа составляю-
щих ее элементов па трение . ......................... 48
Трепие граничных слоев.................................... 51
Адсорбционное действие полярно-активных веществ......... 52
Химически активные (противозадирные) присадки к маслам ... 54
Пленки покрытий на поверхностях трения.................. 56
О подборе пар трения .......... .......................... 56
О методике определения коэффициентов трепия............... 61
Глава II. экспериментальные данные по коэффициентам трения
ПРИ ОБРАБОТКЕ МЕТАЛЛОВ............................... 64
Коэффициенты трепия при обработке резанием ................. 64
Выводы ............................................ . 74
Коэффициенты трепия при обработке давлением................. 75
Осаживание................................................ 75
Прокатка ............................................... 81
Истечение................................................. 90
Волочение ................................................ 90
Глубокая вытяжка и свертка................................. 101
Общие выводы............................................... 103
Глава III. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ ТРЕПИЯ
ВО ФРИКЦИОННЫХ УЗЛАХ................................ 104
Треиие в тормозах и сцепных муфтах.......................... 104
Условия трепия в тормозах п сцепных муфтах............ . 104
Методы определения коэффициентов трения................... 107
Коэффициенты тренпя в тормозах различной конструкции .... 109
Коэффициенты трения в тормозах грузоподъемных машин . . . 109
Коэффициенты трения в муфтах сцеплепия тракторов, автомо-
билей, предохранительных муфтах и др..................... 113
Коэффициенты тренпя ж.-д. тормозных колодок............. 117
Коэффициенты трения в автомобильных тормозах.............. 121
Трепие в автологах.................................... . 123
Трепие во фрикционных аппаратах автосцепки................ 124
Экспериментальные данные по основным фрикционным материалам,
применяемым в тормозах и сцепных муфтах................... 125
г лава IV. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ ТРЕНИЯ
КАЧЕНИЯ И СКОЛЬЖЕНИЯ КОЛЕС И ПОЛОЗЬЕВ ПО ОПОРНОЙ
ПОВЕРХНОСТИ...................................... 136
Обозначения и терминология ................................. 136
Процесс качепия колеса....................................... 137
219
Стр.
Методы определения коэффициентов сцепления колес с дорогой . . 142
Сцепление колес железнодорожных’ экипажей с опорной поверх-
ностью ................................................... 143
Сцепление колес автомобилей и тракторов с опорной поверхностью 148
Трепие полозьев.............................................. 156
Выводы ...................................................... 157
Глава у. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ ПО КОЭФФИЦИЕНТАМ ТРЕПИЯ
В ДЕТАЛЯХ МАШИП............................................ 158
Коэффициенты трения в болтовых и заклепочных соединениях ... 158
Коэффициенты трепия в деталях, сопрягаемых с натягом...... 159
Посадки цилиндрических сопряжений....................... 159
Посадки конических сопряжений........................... 161
Коэффициенты трения в подшипниках скольжения.............. 161
Гидродинамические подшипники .......................... 161
Гидростатические подшипники ........................... 165
Подшипники полужидкостпого трения....................... 166
Коэффициенты трения в подшипниках качения................. 169
Коэффициенты треиия в комбинированных опорах.............. 171
Коэффициенты трепия направляющих металлорежущих стапков
и меры предотвращения скачков при трении ................. 173
Коэффициенты трения в зубчатом зацеплении................. 176
Коэффициенты трония червячных передач..................... 180
Коэффициенты трепия фитилей и сальниковых уплотнений .... 182
Трепие фитиля о поверхность вала при фитильной смазке .... 182
Трение сальниковых уплотнений........................... 185
Трение стали по стали применительно к шаровым опорам...... 188
Глава VI. КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ МАТЕРИАЛОВ В РАЗЛИЧНЫХ СРЕДАХ 189
Коэффициенты трения металлических подшипников в технологиче-
ских средах ................................................. 189
Коэффициенты трепия металлов в вакууме и в различных средах 193
Коэффициенты трения твердых покрытий по металлу.............. 200
Коэффициенты трения изделий из неметаллических материалов 201
Коэффициенты трепия древесно-слоистых пластиков (ДСП) и тек-
столитов ................................................. 201
Коэффициенты трения пластмасс............................ 204
Коэффициенты трения графитовых материалов................ 206
Трение натуральных и синтетических камней по различным ме-
таллам ............................................ 208
Литература ..................................................... 213
Игорь Викторович Крагельский к Ирина Эрнестовна Виноградова
КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ
Технический редактор Г. В. Смирнова. Корректор 1>. Ф. Цветкова
Переплет художника А. Я. Михайлова
С шло в производство 22,;1 1962 г. Подписано к печати 12/TV 1962 г. Т-03299.
Тираж 16 000 экз. Неч. л. 13.75* Бум. л 6.88. . Уч.-пзд. л. 14,0.
Формат 60 х 60t/ie. Цепа 90 коп.________ Заказ 90.__________
Типография «Красный Печатипк». Ленинград, московский проспект, 91.