Исследование ползучести антифрикционных полимерных покрытий

Автор: Иванов Сергей Иванович, Снежина Наталья Геннадьевна, Хомич Надежда Алексеевна

Журнал: Вестник Донского государственного технического университета @vestnik-donstu

Рубрика: Технические науки

Статья в выпуске: 2 (53) т.11, 2011 года.

Бесплатный доступ

Приведены результаты экспериментальных исследований особенностей ползучести полимерных покрытий непосредственно в подшипниках скольжения при повышенной температуре.

Статическая ползучесть, коэффициент типа нагружения, равенство мгновенных и равновесных модулей

Короткий адрес: https://sciup.org/14249531

IDR: 14249531

Текст научной статьи Исследование ползучести антифрикционных полимерных покрытий

Введение. Доказано [1], что в металлополимерных узлах трения с антифрикционными композиционными фторопластсодержащими покрытиями увеличение зазора трибосопряжения вызывают два процесса: изнашивание и вязкоупругая деформация при рабочих нагрузках.

Исследуемые полимерные покрытия, сформированные на базе тканых фторопластсодер-жащих каркасов и аморфного матричного связующего, являются вязкоупругими материалами [2]. Их ползучесть под нагрузкой, интенсифицированной объёмной температурой окружающей среды и генерируемой при трении, вносит существенный вклад в формирование зазора трибоконтакта, жёстко определяющего ресурс последнего.

Постановка задачи. Основной задачей проведённых экспериментальных исследований являлось установление вклада процесса ползучести композиционных полимерных покрытий в формирование зазора трибосопряжения непосредственно в процессе эксплуатации подшипника, а также ряда особенностей этого процесса.

Методика исследований. Установка для исследования процесса статической ползучести покрытия (рис.1) имеет винтовое нагружающее устройство с источником усилия в виде образцового динамометра сжатия ДОСМ–3–1; электронагревательный блок, температура которого регулируется хромель-копелевой термопарой и вольтметром марки МР64–02 со специальным устройством, релейно-контактный блок и собственно нагреватель, запитанный через лабораторный трансформатор.

Рис.1. Схема установки для исследования ползучести

Измерение деформаций осуществлялось рычажной системой с двумя индикаторными головками типа ИГ с ценой деления 0,001 мм (ход 1 мм). Во избежание влияния перекосов измерения проводились с двух сторон рычага и за искомую величину деформации принимался средний результат. При этом учитывался знак перемещений. Выполнялось не менее трех параллельных измерений. На первом этапе определялась ползучесть композита при нагружении между плоски- ми поверхностями, на втором – между цилиндрическими поверхностями, соответствующими условиям работы реального подшипника.

Образцы представляли собой полувтулки Ǿ14×10 с покрытием. Армирующая компонента, определяющая композиционную структуру покрытия, выполнялась на основе специальных технических тканей саржевого и атласного плетения, толщиной 0,24 – 0,55 мм. Диапазон варьирования переменных составлял: для напряжений 4,9 - 98,1 МПа, для температуры 294 - 474 ■ 10-2 К.

Анализ полученных результатов. Используя методику двойной параметризации [2], были получены модели первого уровня общего вида:

^(t ) = — +

E 0

к E-  E о 7

1 — e

Т

,

к

где - действующие напряжения, МПа; E о и E го - соответственно мгновенный и равновесный модули композита при сжатии, МПа; t – время, мин; τ – постоянная времени ползучести, мин.

Параметрическая идентификация моделей типа (1) для исследуемых материалов, выполненная на основе экспериментальных исследований, позволила получить регрессионные модели второго порядка:

E о , E ю , т = a b T 2 dT 2 ,                         (2)

где a , b , c , d – параметры модели; T – температура, 10-2 К.

Параметры полученных моделей сведены в табл. 1, а графики зависимостей (2) представлены на рис.2 а, б .

Таблица 1 Примеры параметров моделей ползучести покрытий

Армирующая компонента композита

Толщина покрытия, мм

Тип пуансона

Параметры модели (1)

Параметры модели (2)

а

b

с

d

Шестиремизный неправильный атлас

0,47

Цилиндр

Е 0

12,830

1,021

0,778

0,010

Е

9,833

1,003

0,869

0,019

τ

5,983

0,950

0,103

0,009

0,31

Цилиндр

Е 0

5,205

0,998

0,987

0,019

Е

4,959

0,994

0,982

0,021

τ

7,792

0,965

0,118

--

Саржа 1/1 с 66,9% ПТФЭ

0,29

Плоскость

Е 0

4,385

1,001

1,097

0,016

Е

3,565

0,986

1,142

0,022

τ

15,949

0,965

0,248

--

а)                                               б)

Рис. 2. Зависимость мгновенного модуля ( а ) и постоянной времени ползучести ( б ) от термосилового нагружения (саржа 1/1 с 66,9% ПТФЭ)

Следует отметить, что напряжённо-деформированное состояние вязкоупругого покрытия существенно различается при нагружении между плоскими поверхностями и цилиндрическими, имеющими место в подшипнике скольжения. Наибольшую практическую значимость имеет последний тип нагружения, так как в этом случае деформация непосредственно увеличивает зазор в подшипнике.

Геометрические ограничения при смещении коаксиальных цилиндров (вал-втулка) и характер эпюры контактных напряжений в зоне трения подшипника скольжения приводят к неравномерной деформации ползучести. Для ее оценки было выбрано смещение центра вала или его диаметрального сечения в вертикальной плоскости. В качестве характеристики типа нагружения (плоская или цилиндрическая контактная поверхность) предложен параметр К ТН , равный отношению абсолютных деформаций при разных типах нагружения.

Результаты сравнительных экспериментальных исследований ползучести приведены в табл. 2.

Таблица 2

Абсолютная вязкоупругая деформация покрытий на основе саржи, мм

Тип

Контактные напряжения, МПа

4,9

20,4

35,9

51,4

66,9

82,9

98,1

нагружения

Параметр К ТН

1,338

1,705

1,790

1,891

1,965

2,046

2,102

Плоский

0,071

0,078

0,081

0,083

0,086

0,087

0,088

Цилиндрический

0,095

0,133

0,145

0,157

0,169

0,178

0,185

По данным табл. 2 построена адекватная эмпирическая модель зависимости параметра К ТН от контактных напряжений:

К ТН = 1,075 ст 0,15 .

Перемещение вала в подшипнике с композиционным покрытием может быть определено как произведение выражений (1) и (3) с учётом исходной толщины покрытия H :

5 ( t ) = 1,075 H ^ 1,15

--+

E 0

V E да

E

A

1 e

t A

т

,

0 7

V

где δ – абсолютная деформация покрытия в диаметральном сечении сопряжения подшипник-вал, мм.

Анализ полученных моделей и графиков показывает, что зависимости модулей E 0 и E х от термосилового нагружения носят аналогичный характер, так как модели аналогичны по структуре, а их параметры близки по величине. Температура, пластифицируя матрицу, уменьшает жёсткость покрытия, а напряжения, затрудняя подвижность сегментов макромолекул, повышает её. Это характерно для всех антифрикционных покрытий данного класса [2].

В исследованном диапазоне нагружения величина контактных напряжений сжатия влияет на покрытия существенно интенсивнее температуры. Подобный факт может быть объяснён распределением фторопластовых волокон в армирующей композит ткани и полным отсутствием адгезии матричного связующего к фторопласту, что заставляет относительно легко деформировать аморфную матрицу.

Противоположное влияние напряжений и температуры приводит к экстремальной (min) зависимости постоянной времени ползучести от этих параметров (см. рис. 2, б ). Напряжения определяют величину вязкоупругой деформации в начальный период нагружения, а температура – общую продолжительность процесса.

Существенный интерес представляет соотношение мгновенного и равновесного модулей покрытия, которое может быть использовано для оценки упругой и вязкой составляющих деформации при формировании зазора в трибосопряжении.

Это соотношение для исследованного покрытия на основе саржи 1/1 с 66,9% политетроф-торэтиленовых волокон будет:

EL- - 1,230-1,013-T2 а°,°06T2 -0,045, (5) E „ для покрытий на основе неправильного атласа толщиной 0,55 мм:

E ^ - 1,305 - 1,017 T 2

E »

^ 0,01 T 2 - 0,09

Следует отметить, что структура выражений (5) - (6) свидетельствует о наличии зоны поверхности отклика, где выход не зависит от параметров модели, поскольку влияние температуры и напряжений противоположно.

Особый интерес представляет задача для этих зависимостей, заключающаяся в отыскании области изменения значений параметров T и σ , которые обеспечат равенство этого отношения единице. Подобный факт равенства модулей E 0 = E го в исследованном диапазоне факторного пространства может существенно упростить инженерные расчёты.

Для нахождения этой области формализуем задачу, введя буквенные обозначения числовых параметров, входящих в (5) и (6):

7 - T2 cT2 -di а -1,

<при оф...^    ],

T ^ [ T min , T max ] .

Логарифмируя уравнение (7), получаем:

[c In(а)- In(b)T2 - [d In(а)- ln(a)] - 0 ^ T(а) - dLn^pLLZn^pn.(8)

\ c In ( а ) - ln ( b )

Здесь решение уравнения (7) представлено в виде функции от параметра σ , что позволяет, изменяя σ внутри исследованного диапазона, получить все соответствующие значения температуры. То обстоятельство, что выражение, стоящее под квадратным корнем, должно быть неотрицательным, накладывает дополнительные ограничения на допустимые значения напряжений σ .

Вещественные значения температуры могут быть получены при

d In ( о ) - In ( a ) 0

c In ( о ) - In ( b ) 0

о >  exp

о exp

( In ( a )/ d ) ( ln ( b У c )

(9)

> о >  max ' exp ( ln ( a ) [d ) ,exp (

ln ( Ь )/ c ) ] = о 2 ,

1

d In ( о ) - In ( a ) 0 c ln (о)- ln ( b ) < 0

о <  exp

^о <  exp

ln ( a )/ d ) ln ( b V c )

(10)

> о <  min ' exp ( In ( a )/ d ) ,exp ( l

n ( b V c ) ] = ° i -

Как видно из выражения (8), зависимость температуры от напряжений, при которой удовлетворяется (7), нелинейная.

Зона равенства модулей в реально исследованном и достижимом диапазоне температур и контактных напряжений существует только у относительно толстого покрытия (0,53 – 0,56 мм), сформированного на основе неправильного атласа.

В общем случае, но особенно для этого материала, представляет интерес поведение корней уравнения (7) при совместном изменении температуры и контактных напряжений. Чтобы выяснить это, левая и правая части уравнения (7) были протабулированы в области реально исследованных изменений переменных факторов и представлены в виде графиков на рис.3.

Рис. 3. Точки пересечения линий семейства корней уравнения (7) и прямой Y = 1 , обеспечивающие равенство модулей

Для большей наглядности на графике приведено семейство кривых, представляющих левую часть уравнения (7) при различных температурах. Точка пересечения линии при T = 295 К с горизонтальной прямой Y = 1 дает величину напряжения, соответствующего температуре, при которой модули E о и E го равны. Интересно отметить, что все кривые семейства пересекаются в точке, соответствующей ранее определенному напряжению.

Выводы. Экспериментальные исследования вязкоупругого поведения антифрикционных композиционных покрытий позволили установить, что деформация ползучести достигает 18,5%, что составляет значительную долю рабочего зазора подшипника. Кроме того, установлены основные закономерности протекания этого процесса в покрытиях разной структуры. Впервые получены регрессионные модели, описывающие ползучесть непосредственно в самом подшипнике, и позволяющие выявить особенности противоположного влияния на вязкоупругую деформацию нагрузки и температуры, вызывающую эффект равенства мгновенных и равновесных модулей полимерного покрытия.

Список литературы Исследование ползучести антифрикционных полимерных покрытий

  • Белый В.А. Металлополимерные материалы и изделия/В.А. Белый, М.И. Егоренков, Л.С. Корецкий и др. -М.: Химия, 1979. -312 с.
  • Кохановский В.А. Идентификация металлополимерных трибосистем/В.А. Кохановский//Пластические массы. -1997. -№6. -С. 28-32.
Статья научная