5-2003

TRIBOLOGIA

TRIBOLOGIA

1

5/2003

(191)

TEORIA I PRAKTYKA DWUMIESIÊCZNIK NAUKOWO-TECHNICZNY SIMP ROK XXXIV WYDAWANY WE WSPÓ£PRACY Z POLSKIM TOWARZYSTWEM TRIBOLOGICZNYM I INSTYTUTEM TECHNOLOGII EKSPLOATACJI W RADOMIU

TRIBOLOGIA Czasopismo dofinansowane przez Komitet Badañ Naukowych Adres redakcji: ul. K. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 364-42-41, w. 223, fax (048) 3644765 e-mail: [email protected] e-mail: [email protected] http://www.itee.radom.pl/tribolog

REDAGUJE ZESPÓ£ Redaktor naczelny: dr hab. in¿. Marian Szczerek, prof. ITeE Zast. Redaktora naczelnego: dr hab. in¿. Marek Wiœniewski, prof. ITeE Sekretarz redakcji: mgr in¿. Krzysztof Grzegorczyk RADA PROGRAMOWA Przewodnicz¹cy: prof. zw. dr hab. in¿. Stanis³aw Pytko Cz³onkowie: prof. zw. dr hab. in¿. Tadeusz Burakowski, prof. dr hab. in¿. Jan Burcan, prof. zw. dr hab. in¿. Monika Gierzyñska-Dolna, prof. zw. dr hab. in¿. Janusz Janecki, prof. zw. dr hab. in¿. Czes³aw Kajdas, prof. dr hab. in¿. Jan Kiciñski, prof. dr hab. in¿. Piotr Kula, prof. dr hab. in¿. Jerzy £unarski, prof. zw. dr hab. in¿. Ryszard Marczak, prof. dr hab. in¿. Stanis³aw Mitura, dr in¿. Witold Piekoszewski, prof. dr hab. in¿. Jan Senatorski, prof. dr hab. in¿. Marian W³odzimierz Su³ek, prof. dr hab. in¿. Stanis³aw F. Œcieszka, prof. zw. dr hab. in¿. Boles³aw Wojciechowicz oraz prof. Wilfried J. Bartz (RFN), prof. Pavel Blaškoviè (S³owacja), prof. Awtandi³ W. Cziczinadze (Rosja), prof. Gerd Fleischer (RFN), prof. Friedrich Franek (Austria), prof. Michael J. Furey (USA), prof. Zygmunt Haduch (Meksyk), prof. Weimin Liu (Chiny), prof. H. Peter Jost (President International Tribology Council, Wielka Brytania), prof. Anatoly I. Sviridenok (Bia³oruœ) Indeks 37913

Nak³ad 300 egz.

OFICYNA WYDAWNICZA SIMP

PL ISSN 0208-7774

ul. Œwiêtokrzyska 14A 00-050 Warszawa, skr. poczt. 7 tel. (022) 827-26-05 (022) 826-74-61÷9 w. 478

POLSKIE TOWARZYSTWO TRIBOLOGICZNE al. ¯wirki i Wigury 31, 02-091 Warszawa INSTYTUT TECHNOLOGII EKSPLOATACJI ul. K. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom Sk³ad i druk: Wydawnictwo i Zak³ad Poligrafii Instytutu Technologii Eksploatacji w Radomiu

2

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

3

TREŒÆ Janusz DASIEWICZ, Zbigniew PAWELEC Œlizgowy termoutwardzalny kompozyt metalo¿ywiczny na elementy ³o¿ysk poprzecznych ..................

11

Jolanta DRABIK, Ewa PAWELEC, Janusz JANECKI Charakterystyka biodegradowalnych baz olejowych ekologicznych smarów plastycznych ..........................

21

Eugene FELDSHTEIN Modelowanie fizyczne procesów zu¿ycia no¿y z materia³ów supertwardych ..............................................

37

Jadwiga JANOWSKA, Zenobia R¯ANEK-BOROCH, Magdalena EKWIÑSKA Zastosowanie mikroskopu si³ atomowych do badania w³asnoœci tarciowych ultracienkich pow³ok ...............

49

Wies³aw LESZEK Rozwa¿ania o podstawach tribologii. 2. Procesy dyferencjacji i integracji wiedzy tribologicznej ...........................................................................

63

Wies³aw LESZEK Rozwa¿ania nad podstawami tribologii. 3. Wspó³dzia³anie tribologii z naukami przyrodniczymi .............................................................................

73

Anna MATUSZEWSKA, Marian GR¥DKOWSKI Badanie roli dodatków AW/EP w przemianach warstwy wierzchniej przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym ........

85

Remigiusz MICHALCZEWSKI, Witold PIEKOSZEWSKI, Marian SZCZEREK Wp³yw dodatków typu AW/EP na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów z pow³ok¹ TiN .....

97

4

TRIBOLOGIA

5-2003

Jaros³aw MOLENDA, Marian GR¥DKOWSKI Tribochemiczne oddzia³ywania pomiêdzy dialkiloditiofosforanem cynku oraz 3-alliloksy- 1,2 propanodiolem .......................................................................

109

Karol NADOLNY, Jaros³aw SELECH, Przemys³aw TYCZEWSKI Zmiany struktury geometrycznej powierzchni powsta³e podczas testów zu¿yciowych ........................

121

Karol NADOLNY, Przemys³aw TYCZEWSKI Eksperymentalne wyniki badañ jednoczesnego zu¿ycia mechaniczno-œcierno-korozyjnego........................

133

Antoni NEYMAN, Pawe³ ROMANOWSKI, Leszek D¥BROWSKI Wêz³y cierne stabilizatora pola operacyjnego serca .....

145

Stanis³aw NOSAL, Jan GRZEŒKOWIAK Wykorzystanie wspó³czynnika tarcia do oceny odpornoœci na zu¿ycie ¿eliwnego skojarzenia œlizgowego ...

157

Edyta OSUCH-S£OMKA, Marian GR¥DKOWSKI Wp³yw zawartoœci nape³niacza na w³aœciwoœci tarciowe kompozytów politetrafluoroetylenu .................

167

Zbigniew PAWELEC, Janusz DASIEWICZ Analiza przydatnoœci proszków metali i stopów jako nape³niaczy œlizgowych kompozytów polimerowych ..

177

Pawe³ PIEC, Grzegorz ZAJ¥C Wspomaganie komputerowe analizy procesu tarcia ....

189

Witold PIEKOSZEWSKI, Waldemar TUSZYÑSKI W³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, przeciwzatarciowe i trwa³oœæ zmêczeniowa wêz³a tarcia jako efekt rodzaju i stê¿enia dodatków smarnoœciowych w oleju .....

201

5-2003

TRIBOLOGIA

5

Tomasz ROCHATKA, Wies³aw ZWIERZYCKI Rozwiniêcia idei M.M. Chrušcova wersja wspó³czesna ............................................................................

219

El¿bieta ROGOŒ Wp³yw uzdatniania na w³aœciwoœci tribologiczne olejów sprê¿arkowych .................................................

229

El¿bieta ROGOŒ, Andrzej URBAÑSKI, Joanna KARAŒ W³aœciwoœci tribologiczne siarkowanych olejów roœlinnych .........................................................................

241

Jan SADOWSKI, Leszek SARNOWICZ Badania kalorymetryczne sk³adowej cieplnej i mechanicznej oporów tarcia ............................................

251

Piotr SADOWSKI Badania modelowe odpornoœci na zu¿ywanie œcierne wybranych gatunków staliw .......................................

261

J. SENATORSKI, B. SIEPRACKA Zapobieganie tribokorozji przez obróbkê cieplno-chemiczn¹....................................................................

271

B. SIEPRACKA, J. SZUMNIAK, S. STAWARZ Wp³yw rodzaju osnowy na w³aœciwoœci tribologiczne kompozytów œlizgowych z dyspersj¹ teflonow¹ ...

283

Jan SIKORA Badania wytrzyma³oœci zmêczeniowej panwi œlizgowych przy wiruj¹cym wektorze obci¹¿enia ...............

293

El¿bieta SIWIEC, Marian GR¥DKOWSKI Wp³yw utleniania i hydrolizy na w³aœciwoœci smarne oleju s³onecznikowego .................................................

307

6

TRIBOLOGIA

5-2003

Arkadiusz STACHOWIAK, Wies³aw ZWIERZYCKI Obliczanie zu¿ycia korozyjno-mechanicznego z wykorzystaniem teorii pêkania materia³ów ........................

317

Micha³ STYP-REKOWSKI Znaczenie smarowania w procesie eksploatowania tocznej pary kinematycznej ........................................

329

W³odzimierz SU£EK, Tomasz WASILEWSKI, Anita BOCHO-JANISZEWSKA W³aœciwoœci tribologiczne roztworów monoglicerydów w oleju parafinowym ...................................................

341

Tomasz TRZASKACZ, Czes³aw KOZIARSKI Metoda, stanowisko i badania wstêpne w³asnoœci tribologicznych chrz¹stki stawowej ................................

347

W³odzimierz WALIGÓRA, Micha³ LIBERA Ocena nominalnej trwa³oœci ³o¿ysk tocznych na podstawie badañ skróconych ............................................

357

Krzysztof WIERZCHOLSKI Tribologia hodowli tkanki kostnej w bioreaktorze ....

369

Marek WIŒNIEWSKI, Micha³ CICHOMSKI Identyfikacja oporów ruchu i zu¿ycia pow³ok niskotarciowych ....................................................................

384

Micha³ WODTKE Weryfikacja modelu hydrostatycznego i wspomagania ³o¿yska noœnego hydrogeneratora ........................

395

Feliks WOJTKUN Problem zu¿ywania tribologicznego staliwa w niskich temperaturach .....................................................

409

6

TRIBOLOGIA

5-2003

Jacek PRZEPIÓRKA , Marian SZCZEREK Wplyw swobodnej energii powierzchniowej na charakterystyki

tribologiczne polimerowo - metalowych wezlow tarcia ...

419

Marian SZCZEREK, Jacek PRZEPIÓRKA Mechanizmy zuzycia polimerowo-metalowych wezlow tarcia ...............................................................

427

Andrzej Antoni CZAJKOWSKI Opis numeryczny parametrow pracy dla eliptycznego stawu biodrowego ...................................

447

Jaroslaw SEP Trojwymiarowa hydrodynamiczna analiza lozyska z czopem ze srubowym rowkiem .................................

459

5-2003

TRIBOLOGIA

7

Janusz DASIEWICZ, Zbigniew PAWELEC The sliding thermosetting metal-resinous composite for elements of radial bearings ...................................

11

Jolanta DRABIK, Ewa PAWELEC, Janusz JANECKI Characteristic of the biodegradable base oils of ecological greases .....................................................

21

Eugene FELDSHTEIN Physical modeling of wear process of superhard material cutters ............................................................

37

Jadwiga JANOWSKA, Zenobia R¯ANEK-BOROCH, Magdalena EKWIÑSKA Application of atomic force microscope to study frictional properties of ultrathin films .......................

49

Wies³aw LESZEK Consideration of tribology basis. Part 2. Processes of tribological knowledge differentiation and integration ...................................

63

Wies³aw LESZEK Discusion about fundamental problems of tribology. Part 3. Cooperation among tribology and biological science ...........................................................................

73

CONTENTS

Anna MATUSZEWSKA, Marian GR¥DKOWSKI The influence of AW/EP additives on the surface layer changes under scuffing load ........................................ 85 Remigiusz MICHALCZEWSKI, Witold PIEKOSZEWSKI, Marian SZCZEREK The effect of AW/EP additives on rolling contact fatigue of TiN coated parts ...............................................

97

8

TRIBOLOGIA

5-2003

Jaros³aw MOLENDA, Marian GR¥DKOWSKI Tribochemical interactions between zinc dialkyldithiophosphate and 3-allyloxy-1,2-propandiol ............................................

109

Karol NADOLNY, Jaros³aw SELECH, Przemys³aw TYCZEWSKI The influence of abrasive-corrosive wear on change of surface roughness ....................................................

121

Karol NADOLNY, Przemys³aw TYCZEWSKI The experimental results of investigations of simultaneous wear abrasive corrosive........................

133

Antoni NEYMAN, Pawe³ ROMANOWSKI, Leszek D¥BROWSKI Friction joints of surgical area heart stabilizer .........

145

Stanis³aw NOSAL, Jan GRZEŒKOWIAK Using the coefficient of friction to assess the wear resistance of cast iron sliding connections .................

157

Edyta OSUCH-S£OMKA, Marian GR¥DKOWSKI Influence of fillers on frictional properties of polytetrafluoroethylene (PTFE) composites ..............

167

Zbigniew PAWELEC, Janusz DASIEWICZ Assessment of suitability of powdered metals and alloys as fillers in polymer composites for sliding tribosystems ...............................................

177

Pawe³ PIEC, Grzegorz ZAJ¥C Computer aided analysis of friction process ..............

189

Witold PIEKOSZEWSKI, Waldemar TUSZYÑSKI An effect of the type and concentration of lubricating additives of AW/EP properties and rolling fatigue life of a tribosystem .....................

201

5-2003

TRIBOLOGIA

9

Tomasz ROCHATKA, Wies³aw ZWIERZYCKI The contemporary version of the continuation of Krushchev’s concept ...............................................

219

El¿bieta ROGOŒ An influence of treatment of compressor oils on their tribological properties .................................................

229

El¿bieta ROGOŒ, Andrzej URBAÑSKI, Joanna KARAŒ Tribological properties of sulfurized vegetable oils ...

241

Jan SADOWSKI, Leszek SARNOWICZ Calorimetric research of the thermal and mechanic components of friction resistance ...............................

251

Piotr SADOWSKI Model research of the resistance to abrasive wear of the chosen kinds of cast steel ..................................

261

J. SENATORSKI, B. SIEPRACKA Prevention against tribocorrosion throughout thermochemical treatment ..........................................

271

B. SIEPRACKA, J. SZUMNIAK, S. STAWARZ Influence of kind matrix for tribological properties of the slide composites with PTFE dispersion ...........

283

Jan SIKORA Experimental investigation of slide bushes fatigue strength under conditions of rotary load vector ........

293

El¿bieta SIWIEC, Marian GR¥DKOWSKI Influence of oxidation and hydrolysis on sunflower oil lubricity ...................................................................

307

10

TRIBOLOGIA

5-2003

Arkadiusz STACHOWIAK, Wies³aw ZWIERZYCKI Corrosive and mechanical wear calculation at help of crack propagation theory ...........................

317

Micha³ STYP-REKOWSKI Significance of lubrication in operation process of rolling pair ...............................................................

239

W³odzimierz SU£EK, Tomasz WASILEWSKI, Anita BOCHO-JANISZEWSKA Tribological properties of monoglycerides paraffin oil solutions ....................................................

341

Tomasz TRZASKACZ, Czes³aw KOZIARSKI Method, test setup and introduction to tribological investigation of articular cartilage .............................

347

W³odzimierz WALIGÓRA, Micha³ LIBERA The estimation of roller bearings conventional life calculated on the basis of reduced test .......................

357

Krzysztof WIERZCHOLSKI Tribology of bone tissue culture in bioreactor ...........

369

Marek WIŒNIEWSKI, Micha³ CICHOMSKI Identification of friction and wear of anti-wear coatings ...................................................

384

Micha³ WODTKE Verification of a model of hydrostatic lifting of a water turbine thrust bearing ...............................

395

Feliks WOJTKUN The problem of tribological wear of cast steel in low temperatures .....................................................

409

6

TRIBOLOGIA

5-2003

Jacek PRZEPIÓRKA , Marian SZCZEREK An effect of the free surface energy on tribological characteristics for polymer - metal tribosystem .......

419

Marian SZCZEREK, Jacek PRZEPIÓRKA Wear mechanisms of polymer-metal tribosystem

427

Andrzej Antoni CZAJKOWSKI Numerical description of working parameters for human elliptical hip joint .........................................

447

Jaroslaw SEP Three-dimnesional hydrodynamic analysis of helically grooved jurnal bearings ...............................

459

5-2003

TRIBOLOGIA

11

Janusz DASIEWICZ*, Zbigniew PAWELEC*

ŒLIZGOWY TERMOUTWARDZALNY KOMPOZYT METALO¯YWICZNY NA ELEMENTY £O¯YSK POPRZECZNYCH

THE SLIDING THERMOSETTING METAL-RESINOUS COMPOSITE FOR ELEMENTS OF RADIAL BEARINGS

S³owa kluczowe: Kompozyt polimerowy, ¿ywice fenolowo-formaldehydowe, rozszerzalnoœæ cieplna, wspó³czynnik tarcia Keywords: Polymer composite, phenol and formaldehyde resin, thermal expansion, friction coefficient Streszczenie W artykule przedstawiono wstêpne wyniki badañ nad opracowaniem œlizgowego kompozytu termoutwardzalnego, który bêdzie mo¿na stosowaæ na elementy konstrukcyjne maszyn i urz¹dzeñ. Celem przedstawionych * Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

12

TRIBOLOGIA

5-2003

w artykule badañ by³o sprawdzenie mo¿liwoœci i zakresu optymalizacji w³aœciwoœci materia³ów kompozytowych przez dobór osnowy kompozytu, nape³niaczy metalicznych i dodatków funkcyjnych wp³ywaj¹cych na w³aœciwoœci kompozytu polimerowego. Dokonano oceny wp³ywu osnowy kompozytu i nape³niaczy na wybrane w³aœciwoœci fizykomechaniczne, cieplne i tribologiczne. Charakterystyki tribologiczne kompozytów okreœlono na maszynie tarciowej typu rolka klocek, w której testowy wêze³ tarcia imituje ³o¿ysko œlizgowe. WPROWADZENIE Kompozyty konstrukcyjne stanowi¹ bardzo du¿¹ i zró¿nicowan¹ grupê materia³ów. Ró¿ni¹ siê rodzajem u¿ytych sk³adników, kszta³tem i wymiarami komponentu umacniaj¹cego, technologi¹ wytwarzania itp., ale maj¹ wspóln¹ cechê – wysokie wskaŸniki wytrzyma³oœciowe. Najprostsza koncepcja kompozytu konstrukcyjnego sprowadza siê do rozmieszczenia w osnowie drugiej fazy, zwykle sztywniejszej ni¿ osnowa. Cennymi zaletami polimerów jest mo¿liwoœæ ³atwego formowania elementów o z³o¿onych kszta³tach, du¿a trwa³oœæ podczas pracy w warunkach korozyjnych, dobre w³aœciwoœci tribologiczne oraz niski koszt materia³u. Oprócz wielu korzystnych cech nale¿y uwzglêdniæ i to, ¿e mog¹ pracowaæ w warunkach tarcia technicznie suchego. Wadami tworzyw s¹ przede wszystkim s³abe w³aœciwoœci mechaniczne, mo¿liwoœæ zmiany w³aœciwoœci i wymiarów wskutek zmian warunków otoczenia np. temperatury. W celu poprawy w³aœciwoœci mechanicznych stosuje siê metody ³¹czenia tworzyw z ró¿nymi nape³niaczami, dotyczy to g³ównie w³aœciwoœci mechanicznych i cieplnych. Cechy u¿ytkowe ¿ywic nie nape³nionych s¹ niskie jednak wzmocnienie ich odpowiednimi nape³niaczami np. proszkami metali lub w³óknami daje dobre efekty w postaci poprawy ich w³aœciwoœci [L. 1, 2, 3, 5]. Kompozyty polimerowe stosowane na konstrukcyjne elementy maszyn charakteryzuj¹ siê na ogó³ du¿¹ odpornoœci¹ chemiczn¹, co oznacza wyeliminowanie podczas pracy skojarzeñ tr¹cych destrukcyjnego dzia³ania tlenu oraz koroduj¹cego dzia³ania wody, oleju i smarów. Tak korzystny zespó³ w³aœciwoœci materia³ów polimerowych umo¿liwia stosowanie ich jako materia³y konstrukcyjne przeznaczone miêdzy innymi na elementy ³o¿ysk œlizgowych. Analiza literatury i wstêpne wyniki badañ w dziedzinie kszta³towania tworzyw, w których osnow¹ w przewa¿aj¹cej iloœci przy-

5-2003

TRIBOLOGIA

13

padków jest polimer termoutwardzalny, ¿ywica fenolowo-formaldehydowa, sugeruje mo¿liwoœæ uzyskania kompozytu niskotarciowego, metalo¿ywicz-nego o dobrych w³aœciwoœciach mechanicznych i termicznych [L. 4, 6, 7]. WYNIKI BADAÑ W£AŒCIWOŒCI FIZYKOMECHANICZNYCH I CIEPLNYCH Przedmiotem badañ by³y ró¿ne rodzaje nawolakowych t³oczyw termoutwardzalnych. Stanowi³y one tak¿e matryce opracowywanych kompozytów konstrukcyjnych. Termoutwardzalne osnowy kompozytów charakteryzuj¹ siê miêdzy innymi wysok¹ odpornoœci¹ ciepln¹ i dobr¹ odpornoœci¹ na œcieranie. Jako nape³niacze zastosowano miêdzy innymi sproszkowane metale (Fe) zwiêkszaj¹ce przewodnoœæ ciepln¹ a w celu zwiêkszenia w³asnoœci mechanicznych wprowadzono nape³niacze w³ókniste (w³ókno aramidowe). Dodatkami funkcyjnymi by³y smary sta³e obni¿aj¹ce wspó³czynnik tarcia i jednoczeœnie poprawiaj¹ce przewodnoœæ i odpornoœæ ciepln¹. Tabela 1. Sk³ady kompozytów poddane badaniom Table 1. Composition of the investigated composites Sk³adniki kompozytu

Nazwa kompozytu KT1

KT2

KT3

KT4

Polofen 1

X

-

-

X

KT5 -

Polofen 2

-

X

-

-

X

Polofen 3

-

-

X

-

-

Nape³niacze proszkowe

-

-

-

X

X

Nape³niacze w³ókniste

-

-

-

X

X

Dodatki funkcyjne

-

-

-

X

X

Dla zastosowanych termoutwardzalnych ¿ywic polimerowych jak równie¿ materia³ów kompozytowych na ich osnowie dokonano pomiarów podstawowych parametrów fizykomechanicznych. Z prób statycznych dokonano pomiarów twardoœci i wytrzyma³oœci na œciskanie a z prób dynamicznych wyznaczono udarnoœæ metod¹ Charpy. Otrzymane wyniki badañ przedstawiono w tabeli.

TRIBOLOGIA

14

5-2003

Tabela 2. W³aœciwoœci fizykomechaniczne badanych materia³ów Table 2. The physical and chemical properties of the investigated materials Symbol próbki Twardoœæ [MPa] Udarnoœæ [kJ/m2] Wytrzyma³oœæ na œciskanie [MPa]

KT 1

KT 2

KT 3

KT 4

KT 5

550

575

464

553

754

1,1

1,5

0,7

1,6

2,4

164

151

153

173

167

Analizuj¹c otrzymane wyniki badañ w³aœciwoœci wytrzyma³oœciowych t³oczyw fenolowo-formaldehydowych wykorzystanych jako osnowy kompozytów polimerowych mo¿emy stwierdziæ, ¿e najni¿sze wartoœci mierzonych parametrów fizykomechanicznych uzyskano dla Polofenu 3. Próbki wykonane z tego tworzywa mia³y ma³¹ twardoœæ i szczególnie niska udarnoœæ. Niskie parametry u¿ytkowe tej osnowy polimerowej spowodowa³y, ¿e materia³y kompozytowe sporz¹dzono tylko na osnowie Polofenu 1 i Polofenu 2. Wyniki pomiarów podstawowych parametrów fizykomechanicznych tych materia³ów kompozytowych pozwalaj¹ wnioskowaæ, ¿e zastosowane nape³niacze wp³ywaj¹ na poprawê mierzonych parametrów. W przypadku kompozytu oznaczonego symbolem KT 5 uzyskano ok. 40% wzrost twardoœci i udarnoœci a tak¿e znaczn¹ poprawê wytrzyma³oœci na œciskanie. Niezale¿nie od parametrów wytrzyma³oœciowych jedn¹ z istotniejszych w³aœciwoœci maj¹cych wp³yw na jakoœæ wspó³pracy tribologicznej jest szczególnie w przypadku polimerowych materia³ów kompozytowych rozszerzalnoœæ cieplna. Na podstawie pomiarów wyd³u¿enia próbki w funkcji temperatury na dylatometrze firmy Cosfeld wyznaczono wspó³czynnik liniowej rozszerzalnoœci cieplnej uzyskuj¹c nastêpuj¹ce rezultaty p. Tab. 3. Tabela 3. Wspó³czynnik liniowej rozszerzalnoœci cieplnej badanych materia³ów. Table 3. Coefficient of linear thermal expansion of the investigated materials Symbol próbki / Wspó³czynnik liniowej rozszerzalnoœci cieplnej [x10-6oC-1]

KT 1

KT 2

KT 3

KT 4

KT 5

31

28

53

28

24

Uzyskane wyniki pomiarów wspó³czynnika liniowej rozszerzalnoœci cieplnej wskazuj¹, ¿e oprócz Polofenu 3 dla pozosta³ych materia³ów jest

5-2003

TRIBOLOGIA

15

240

0,9

200

0,75

160

0,6

120

0,45

80

0,3

40

0,15

0

wyd³u¿enie [mm]

Temperatura [°C]

on stosunkowo niewielki i znacznie mniejszy ni¿ np. dla tworzyw termoplastycznych i kompozytów polimerowych na osnowie ¿ywic chemoutwardzalnych. Mniejsze wyd³u¿enie próbki kompozytu KT 4 (Rys. 2) w porównaniu do jego osnowy (Rys. 1) wskazuje, ¿e zastosowane nape³niacze wp³ywaj¹ korzystnie na wielkoœæ tego parametru. Obserwuj¹c przebieg zmian wyd³u¿enia próbki mo¿emy stwierdziæ, ¿e jest ono wprost proporcjonalne do temperatury. Przyk³adowe przebiegi zmian wyd³u¿enia próbki kompozytu w funkcji temperatury przedstawiono na rysunkach (Rys.1 i 2).

0 0

300

600

900

1200

1500

czas [sx8]

240

0,90

200

0,75

160

0,60

120

0,45

80

0,30

40

0,15

0

0,00 1500

0

300

600

900 1200 czas [sx8]

wyd³u¿enie [mm]

Temperatura [°C]

Rys. 1. Przebieg zmian wyd³u¿enia próbki komozytu KT 1 w funkcji temperatury Fig. 1. The expansion curve versus temperature for KT 1 specimen

Rys. 2. Przebieg zmian wyd³u¿enia próbki kompozytu KT 4 w funkcji temperatury Fig. 2. The expansion curve versus temperature for KT 4 specimen

TRIBOLOGIA

16

5-2003

CHARAKTERYSTYKI TRIBOLOGICZNE KOMPOZYTÓW

120

0,24

100

0,20

80

0,16

60

0,12

40

0,08

20

0,04

0

wspó³czynnik tarcia

temp. wêz³a [°C]

Poniewa¿ opracowane materia³y maj¹ stanowiæ elementy ³o¿ysk œlizgowych ich charakterystyki tribologiczne wyznaczono na testerze T-05 typu rolka – klocek w nastêpuj¹cych warunkach P = 9 i 12 MPa v = 0,3 m/s. Przyk³adowe charakterystyki tarciowo zu¿yciowe przedstawiono na wykresach (Rys. 3¸ 6).

0,00 0

1000

2000 3000 droga [m]

4000

120

0,24

100

0,20

80

0,16

60

0,12

40

0,08

20

0,04

0

0,00 0

1000

2000

3000

wspó³czynnik tarcia

temp. wêz³a [°C]

Rys. 3. Przebieg zmian wspó³czynnika tarcia i temperatury wêz³a dla kompozytu KT 2 (p=9 MPa v=0,3 m/s) Fig. 3. The friction couple temperature and friction force curves for KT1 composite (p = 9 MPa. v = 0,3 m/s)

4000

droga [m]

Rys. 4. Przebieg zmian wspó³czynnika tarcia i temperatury wêz³a dla kompozytu KT 5 (p=9 MPa, v = 0,3 m/s) Fig. 4. The friction couple temperature and friction force curves for KT5 composite (p = 9 MPa. v = 0,3 m/s)

TRIBOLOGIA

17

0,24

100

0,20

80

0,16

60

0,12

40

0,08

20

0,04

temp. wêz³a [°C]

120

0

wspó³czynnik tarcia

5-2003

0,00 0

1000

2000 3000 droga [m]

4000

£¹czne zu¿ycie linowe wêz³a [υm]

Rys. 5. Przebieg zmian wspó³czynnika tarcia i temperatury wêz³a dla kompozytu KT 5 (p= 12 MPa, v = 0,3 m/s) Fig. 5. The friction couple temperature and friction force curves for KT 5 composite (p = 12 MPa. v = 0,3 m/s)

15 12 9 6 3 0

KT 2 9MPa

KT 5 9MPa

KT 5 12 MPa

Rys.6. Zu¿ycie liniowe wêz³a tarcia Fig. 6. The linear wear of friction pair

Uzyskane charakterystyki tribologiczne opracowanego kompozytu polimerowego pozwalaj¹ stwierdziæ, ¿e rejestrowane parametry odznaczaj¹ siê nisk¹ i ustabilizowan¹ wartoœci¹. Pocz¹tkowo wy¿sza wartoœæ wspó³czynnika tarcia a nastêpnie jego spadek mo¿e œwiadczyæ o pewnym procesie docierania miêdzy wspó³pracuj¹cymi powierzchniami. Porównuj¹c charakterystyki tribologiczne przedstawione na Rys. 3 i 4 mo¿emy wnioskowaæ o korzystnym wp³ywie nape³niaczy na opory ruchu a tym samym na temperaturê wêz³a tarcia. Œrednia temperatura wêz³a obni¿y³a siê o ok.

TRIBOLOGIA

18

5-2003

10°C a wspó³czynnik tarcia o 0,02. Otrzymane charakterystyki tribologiczne dla zwiêkszonych nacisków jednostkowych wskazuj¹ na spadek oporów ruchu ze wzrostem obci¹¿enia. We wszystkich przedstawionych charakterystykach tarciowych na uwagê zas³uguje wysoka stabilnoœæ rejestrowanych parametrów, poniewa¿ o jakoœci wspó³pracy tribologicznej œwiadczy nie tylko wartoœæ wspó³czynnika tarcia i temperatury wêz³a, ale równie¿ ich niezmiennoœæ w czasie. Wielkoœæ zu¿ycia liniowego wêz³a tarcia zale¿y od sk³adu jakoœciowego kompozytu. Pozytywnie na wielkoœæ tego parametru wp³ywa udzia³ nape³niaczy i dodatków funkcyjnych. PODSUMOWANIE Uzyskane wstêpne wyniki badañ nad opracowaniem termoutwardzalnego kompozytu konstrukcyjnego na œlizgowe elementy maszyn sugeruj¹, ¿e mo¿liwe jest opracowanie materia³u o zadowalaj¹cych parametrach u¿ytkowych. W³aœciwoœci badanych materia³ów kompozytowych uzale¿nione s¹ od rodzaju matrycy polimerowej. Zastosowane nape³niacze i dodatki funkcyjne wp³ywaj¹ na poprawê parametrów fizykomechanicznych oraz obni¿aj¹ wspó³czynnik liniowej rozszerzalnoœci cieplnej. Uzyskane wyniki badañ tribologicznych wskazuj¹, ¿e wspó³czynnik tarcia i temperatura wêz³a zale¿¹ od sk³adu jakoœciowego materia³ów. Wspó³czynnik tarcia kompozytu KT-5 wspó³pracuj¹cego ze stopem ³o¿yskowym obni¿a siê ze wzrostem nacisków. Wa¿n¹ cech¹ charakterystyk tribologicznych nape³nionych polimerów termoutwardzalnych jest wysoka stabilnoœæ rejestrowanych parametrów. LITERATURA 1. 2. 3. 4.

Jurkowski B., Jurkowska B.: Sporz¹dzanie kompozycji polimerowych. Elementy teorii i praktyki. WNT Warszawa 1995. Kapuœciñski J., Puci³owski K., Wojciechowski S.: Projektowanie i technologia materia³ów kompozytowych. Wydawnictwo PW Warszawa 1983. Blicharski M.: Wstêp do in¿ynierii materia³owej. WNT Warszawa 1998. Marczak R., Starczewski L., Szumniak J.: Termoutwardzalny kompozyt dla skojarzeñ œlizgowych o niskich oporach tarcia i wysokiej odpornoœci na zu¿ycie. Tribologia 3/2001.

5-2003 5. 6. 7.

TRIBOLOGIA

19

Wieleba W.: Tarcie i zu¿ywanie kompozytów PTFE wype³nionych koksem i grafitem podczas wspó³pracy ze stal¹ w warunkach tarcia suchego. Tribologia 4/2002. Floriañczyk Z., Penczek S.: Chemia polimerów. Oficyna wydawnicza PW Warszawa 2001. Wilczyñski A.: Polimerowe kompozyty w³ókniste. WNT Warszawa 1996.

Recenzent: Janusz JANECKI Summary The paper presents the results of preliminary investigations aiming at elaboration of thermosetting composite intended for sliding elements of machine parts. The presented works aimed at checking the possibility of the optimisation of the composite material properties through the selection of the composite components i.e. matrix, metal fillers and functional additives. The assessment of composite matrix and fillers on physical, mechanical, tribological and thermal properties of the composite were performed. Tribological tests were performed using block-on-ring testing machine with friction pair imitating the slide bearing.

20

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

21

Jolanta DRABIK*, Ewa PAWELEC*, Janusz JANECKI*

CHARAKTERYSTYKA BIODEGRADOWALNYCH BAZ OLEJOWYCH EKOLOGICZNYCH SMARÓW PLASTYCZNYCH

CHARACTERISTIC OF THE BIODEGRADABLE BASE OILS OF ECOLOGICAL GREASES

S³owa kluczowa Nietoksyczne i biodegradowalne bazy olejowe, oleje roœlinne, stabilnoœæ oksydacyjna, charakterystyka lepkoœciowo-temperaturowa, odpornoœæ na zu¿ycie, wspó³czynnik tarcia. Key-words Non-toxic and biodegradable base oil, vegetable oils, stability oxidative, wear resistance, friction coefficient. Streszczenie Bazy olejowe stanowi¹ g³ówny komponent ró¿nego rodzaju œrodków smarowych, w tym równie¿ nietoksycznych oraz podatnych na rozk³ad biologiczny smarów plastycznych. Przedmiotem badañ by³y oleje roœlinne (ra* Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

22

TRIBOLOGIA

5-2003

finowany i surowy olej rzepakowy i s³onecznikowy) jak równie¿ olej bia³y parafinowy. W artykule zaprezentowano charakterystykê lepkoœciowo-temperaturow¹ wybranych olejów oraz stabilnoœæ oksydacyjn¹ wyznaczon¹ na podstawie skaningowej analizy ró¿nicowej (metoda DSC). Oceniono podatnoœæ olejów na rozk³ad biologiczny wyznaczaj¹c stopieñ biodegradacji. Ponadto przedstawiono wyniki badañ dotycz¹ce w³aœciwoœci smarnych badanych olejów wybranych do stosowania jako potencjalne bazy olejowe nietoksycznych smarów plastycznych. W tym celu przeprowadzono badania odpornoœci olejów na przeciwzu¿yciowe i przeciwzatarciowe oddzia³ywania stosuj¹c standardowe testy tribologiczne, które rozszerzone zosta³y o badania w warunkach narastaj¹cego liniowo obci¹¿enia (aparat czterokulowy, tester T-02). Na podstawie wyznaczonych parametrów oceniono mo¿liwoœæ uzyskania na nietoksycznych oraz biodegradowalnych bazach olejowych ekologicznego smaru plastycznego. WPROWADZENIE Zagadnienie nietoksycznoœci oraz biodegradacji œrodków smarowych sta³o siê w ostatnich latach jednym z podstawowych problemów zwi¹zanych z wymogami ochrony œrodowiska. Problem ten dotyczy zarówno cieczy bazowych jak równie¿ gotowych œrodków smarowych. Rosn¹ce zanieczyszczenie œrodowiska naturalnego produktami odpadowymi, do których w znacznym stopniu zaliczyæ nale¿y przepracowane œrodki smarowe, przyczyni³ siê do wzrostu zainteresowania produktami ekologicznie bezpiecznymi. Najwa¿niejsze w tej sytuacji jest opracowanie œrodka smarowego, który po utracie w³aœciwoœci eksploatacyjnych nie bêdzie stanowi³ dodatkowego obci¹¿enia dla œrodowiska naturalnego. Istniej¹ca tendencja do maksymalnego ograniczenia emisji szkodliwych substancji do otoczenia wi¹¿e siê z koniecznoœci¹ opracowywania produktów nietoksycznych i biodegradowalnych, co poci¹ga za sob¹ zmianê technologii produkcji œrodków smarowych [L. 1]. W zwi¹zku z tym podjêto prace badawcze nad opracowaniem smarów plastycznych, które charakteryzuj¹ siê odpowiednimi w³aœciwoœciami smarnymi oraz s¹ nietoksyczne i wykazuj¹ wysoki stopieñ podatnoœci na biodegradacjê [L. 1, 2]. W pierwszej kolejnoœci dokonano oceny baz olejowych przyjmuj¹c jako jedno z g³ównych kryteriów ich podatnoœæ na rozk³ad biologiczny

5-2003

TRIBOLOGIA

23

(Tab. 1). Uszeregowanie olejów bazowych ze wzglêdu zdolnoœci do biodegradacji jest pomocnicze przy doborze fazy dysperguj¹cej ekologicznych smarów plastycznych. Bior¹c to pod uwagê oceniono mo¿liwoœæ stosowania jako baza olejowa nietoksycznych smarów plastycznych biodegradowalne oleje z grupy olejów roœlinnych oraz potencjalnie biodegradowalne oleje z grupy olejów bia³ych. Wybrane oleje roœlinne nale¿¹ do ró¿nych grup olejowych zawieraj¹cych w przewadze okreœlone kwasy t³uszczowe. Do grupy kwasu erukowego zaliczany jest olej rzepakowy – Rz natomiast olej s³onecznikowy – S£ do grupy oleinowo-linolowej. Przynale¿noœæ olejów roœlinnych do poszczególnych grup olejowych zwi¹zana jest ze zró¿nicowaniem w³aœciwoœci fizykochemicznych jak równie¿ z mo¿liwoœci¹ ró¿norodnych zastosowañ [L. 1]. Zalet¹ wybranych olejów roœlinnych s¹ bardzo dobre w³aœciwoœci smarne oraz lepkoœciowo-temperaturowe. Niekorzystnymi cechami jest niska odpornoœæ na proces utleniania oraz zdolnoœæ do hydrolizy [L. 3]. Obecnoœæ wielokrotnych wi¹zañ nienasyconych powoduje brak stabilnoœci oksydacyjnej olejów roœlinnych zaœ zawartoœæ grupy estrowej i wolnych kwasów t³uszczowych sprzyja procesowi hydrolizy. Jednak wysoki stopieñ biodegradacji oraz nietoksycznoœæ a tak¿e korzystne w³aœciwoœci smarne zdecydowa³y o mo¿liwoœci zastosowania tych w³aœnie olejów jako faza dysperguj¹ca smaru plastycznego. Tabela 1. Podatnoœæ niektórych cieczy bazowych na rozk³ad biologiczny wg [L. 2] testu CEC Table 1. Comparison of biodegradability dispersion phase - test CEC Rodzaj fazy dyspersyjnej

Stopieñ biodegradacji

[%]

Kategoria podatnoœci na rozk³ad biologiczny

Oleje roœlinne

90–100

szybko biodegradowalne

Oleje mineralne

20–35

potencjalnie biodegradowalne

Oleje bia³e

25–45

potencjalnie biodegradowalne

Poliole i diestry

55–100

w zale¿noœci od rodzaju zwi¹zku – szybko b¹dŸ potencjalnie biodegradowalne

Polietery

0–25

nie biodegradowalne

W zale¿noœci od stopnia czystoœci wyró¿niamy trzy rodzaje olejów bia³ych a mianowicie oleje farmaceutyczne, oleje bia³e do kontaktu z ¿ywnoœci¹ oraz oleje bia³e techniczne dopuszczone do incydentalnego kontak-

TRIBOLOGIA

24

5-2003

tu z ¿ywnoœci¹. W rezultacie g³êbokiej rafinacji ropy naftowej i procesów oczyszczaj¹cych powstaj¹ oleje nie zawieraj¹ce wêglowodorów aromatycznych a w ich sk³ad wchodz¹ jedynie wêglowodory parafinowe i naftenowe. Wszystkie one spe³niaj¹ wymagania farmakopei polskiej. Z grupy mineralnych olejów bia³ych do badañ wybrano olej parafinowy o czystoœci farmaceutycznej. Wybór oleju bazowego stanowi¹cego znacz¹cy udzia³ w strukturze smaru jest bardzo wa¿ny i umo¿liwia ju¿ w pierwszej fazie doboru sk³adników sterowanie w³aœciwoœciami eksploatacyjnymi smarów plastycznych. Z tego wzglêdu przeanalizowano równie¿ w³aœciwoœci fizykochemiczne potencjalnych faz dysperguj¹cych (Tab. 2). Tabela 2. Podstawowe w³aœciwoœci olejów roœlinnych oraz bia³ych olejów mineralnych [L. 1] Table 2. Properties vegetable oil and white mineral oil W³aœciwoœci o

3

Gêstoœæ, w temp. 20 C [g/cm ] WskaŸnik lepkoœci Temperatura krzepniêcia [°C] Rozpuszczalnoœæ w wodzie Podatnoœæ na rozk³ad

Oleje bia³e

Oleje roœlinne

0,827÷0,890

ok. 0,911÷0,934

100÷170

100÷250

–12÷ –20

0÷ –18

nierozpuszczalne

nierozpuszczalne

do 45

70÷100

biologiczny [%] OdpornoϾ na utlenianie

dobra

s³aba

W³aœciwoœci smarne

dobre

dobre

W³aœciwoœciami ró¿nicuj¹cymi wybrane grupy olejów jest inna odpornoœæ na oksydacjê i zachowanie w niskich temperaturach. W tym wzglêdzie oleje bia³e wykazuj¹ przewagê nad olejami roœlinnymi. Natomiast podatnoœæ na rozk³ad biologiczny jest cech¹ wyró¿niaj¹c¹ oleje roœlinne. Ponadto niew¹tpliw¹ zalet¹ wybranych olejów bazowych jest mo¿liwoœæ stosowania typowych zagêszczaczy u¿ywanych podczas otrzymywania smarów plastycznych. METODYKA BADAÑ Przedmiotem badañ by³ nastêpuj¹ce oleje: parafinowy (P), rzepakowy rafinowany (Rz-R), rzepakowy surowy (Rz-S), s³onecznikowy rafinowany (S³-R) i surowy (S³-S). Wytypowane oleje poddano serii badañ przewi-

5-2003

TRIBOLOGIA

25

dzianych normami przedmiotowymi dla sk³adników stanowi¹cych fazê dysperguj¹c¹ smarów plastycznych. Z zakresu badañ fizykochemicznych oceniono w³aœciwoœci reologiczne, temperaturê krzepniêcia oraz temperaturê zap³onu, a tak¿e podstawowe w³aœciwoœci smarne dotycz¹ce standardowych parametrów przeciwzatarciowych i przeciwzu¿yciowych. W³aœciwoœci smarne oceniono z zastosowaniem czterokulowego skojarzenia tr¹cego, wed³ug znormalizowanej procedury badawczej okreœlonej w normie PN-76/C-04147, wyznaczaj¹c wartoœæ obci¹¿enia zespawania (Pz) i graniczne obci¹¿enie zu¿ycia (Goz/40). Na podstawie granicznego obci¹¿enia zu¿ycia oceniono przeciwzu¿yciowe w³aœciwoœci olejów, zaœ poprzez pomiar obci¹¿enia zespawania wyznaczono odpornoœæ baz olejowych na przeciwzatarciowe oddzia³ywania. W celu dokonania kompleksowej oceny w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych i przeciwzatarciowych wybrane oleje bazowe poddano równie¿ testowi w warunkach liniowego wzrostu obci¹¿enia wêz³a tarcia [L. 1]. Badania wykonano przy zachowaniu nastêpuj¹cych warunków pomiaru: obci¹¿enie pocz¹tkowe 0 N, prêdkoœæ narastania obci¹¿enia 409 N/s, prêdkoœæ obrotowa wrzeciona 500 obr/min. Na podstawie przeprowadzonych testów wyznaczono wartoœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego (Pt) i obci¹¿enia powoduj¹cego zatarcie wêz³a tarcia (Poz). Po zakoñczeniu testu zdemontowano wêze³ tarcia i z wykorzystaniem mikroskopu optycznego oceniono wielkoœæ œrednicy œladu zu¿ycia powsta³¹ na trzech nieruchomych kulach testowego skojarzenia tribologicznego. Na podstawie uzyskanych wartoœci, granicznego obci¹¿enia zatarcia i œrednicy œladu zu¿ycia, obliczono graniczny nacisk zatarcia (poz) okreœlaj¹cy skutecznoœæ dzia³ania œrodka smarowego w warunkach ekstremalnych wymuszeñ [L. 5]. Do oceny odpornoœci oleju na rozk³ad termoutleniaj¹cy zastosowano metodê skaningowej analizy ró¿nicowej DSC. Pomiary termoanalityczne prowadzono metod¹ dynamiczn¹ przy liniowym wzroœcie temperatury. Eksperymenty prowadzone w atmosferze powietrza wykaza³y, ¿e egzotermiczny efekt cieplny rozk³adu termoutleniaj¹cego jest wyraŸny i umo¿liwia wyznaczenie charakterystycznych parametrów. Na podstawie uzyskanych termogramów wyznaczono miêdzy innymi temperaturê pocz¹tku utleniania (TON) oraz ekstrapolowany czas pocz¹tku utleniania (tON) ka¿dej próbki. Warunki pomiarów dla wszystkich kompozycji olejowych by³y jednakowe co umo¿liwi³o porównanie wyznaczonych charakterystycznych wielkoœci. Przeprowadzone badania pozwoli³y oceniæ odpornoœæ oksydacyjn¹ badanych faz dysperguj¹cych.

TRIBOLOGIA

26

5-2003

WYNIKI BADAÑ Przyjmuj¹c jako cechy charakterystyczne faz dyspersyjnych smarów plastycznych odpornoœæ na oksydacjê oraz stopieñ biodegradacji wybrano spoœród dostêpnych olejów roœlinnych olej rzepakowy i s³onecznikowy oraz olej bia³y parafinowy. W ocenie przydatnoœci wybranych olejów jako œrodki smarowe wymagane s¹ ich dobre w³aœciwoœci lepkoœciowo-temperaturowe oraz smarne. Wybrane oleje poddano badaniom oceniaj¹cym podstawowe w³aœciwoœci fizykochemiczne (Tab. 3). Tabela 3. W³aœciwoœci wybranych olejów bazowych Table 3. Properties some of the base oil Olej mineralny WskaŸnik

Metoda oceny

Parafinowy

Olej roœlinny Rzepakowy

S³onecznikowy

Rz-S

Rz-R

S³-S

S³-R

Gêstoœæ [g/cm3 ]

PN-90/C-04004

0,860

0,911

0,914

0,920

0,929

Temp. zap³onu [oC]

PN-92/C-04197

242

208

278

240

280

LepkoϾ kinematyczna [mm2/s] w temp. 40oC w temp. 100oC

PN-81/C-04011

67,6 8,5

41,7 7,9

36,5 7,9

31,1 7,5

30,3 7,4

WskaŸnik lepkoœci

PN-79/C-04013

96

164

197

223

226

Temp. krzepniêcia [oC]

PN-55/C-04016

–11

–

–18

–

–11

Wspó³czynnik za³amania œwiat³a

PN-81/C-04952

1,4730

1,4712

1,4723

1,4736

1,4742

Obci¹¿enie zespawania [N]

PN-76/C-04147

1236

1569

1569

1569

1569

Graniczne obci¹¿enie zu¿ycia [N/mm2]

PN-76/C-04147

1113

1489

886

1283

1051

Lepkoœæ olejów roœlinnych zale¿y od d³ugoœci ³añcucha cz¹steczki kwasu; dla wybranych olejów w temperaturze 40°C zmienia siê ona w zakresie od 30 do 42 mm2/s. Natomiast wartoœæ wskaŸnika lepkoœci zawarta w zakresie od 160 do 230 œwiadczy o mo¿liwoœci stosowania olejów roœlinnych jako ciecze bazowe. Uzyskane wartoœci temperatury krzepniêcia zawarte s¹ miêdzy –18°C a –11°C co zapewnia mo¿liwoœæ stosowania opracowanego smaru plastycznego na bazie oleju roœlinnego, w zakresie niskich temperatur przy zachowaniu niezmiennych w³aœciwoœci reologicz-

5-2003

TRIBOLOGIA

27

nych. Wszystkie te parametry zadecydowa³y o przydatnoœci wybranych olejów roœlinnych jako baza olejowa smaru plastycznego. Ponadto zalet¹ wybranych grup olejowych jest ³atwoœæ mieszania z olejami mineralnymi co powoduje, ¿e oleje te mog¹ z powodzeniem stanowiæ ciecze bazowe smarów plastycznych zawieraj¹cych ten sam rodzaj zagêszczacza [L. 1]. W przypadku wykorzystania oleju roœlinnego jako baza olejowa ekologicznych smarów plastycznych proces autooksydacji stanowi istotny problem. Fakt ten zdecydowa³ o podjêciu badañ dotycz¹cych zastosowania metod termoanalitycznych do oceny rozk³adu termoutleniaj¹cego oleju. W zale¿noœci od rodzaju oleju oraz warunków ich u¿ytkowania dobiera siê odpowiednie normy, które w doœæ precyzyjny sposób pozwalaj¹ oznaczyæ odpornoœæ na utlenianie przy uwzglêdnieniu jak najwiêkszej liczby czynników, które mog¹ oddzia³ywaæ na olej podczas eksploatacji. Zapewnienie odpowiedniej do warunków u¿ytkowania odpornoœci na utlenianie to najwa¿niejszy warunek przy wyborze metody oceny. Metody znormalizowane uwzglêdniaj¹ takie parametry jak temperatura, rodzaj czynnika utleniaj¹cego (tlen, powietrze), czas jego dzia³ania oraz obecnoœæ i rodzaj katalizatora [L. 6]. W badaniach stabilnoœci oksydacyjnej olejów bazowych zastosowano metodê skaningowej analizy ró¿nicowej [L. 7]. Na podstawie metody DSC oceniono odpornoœæ na rozk³ad termoutleniaj¹cy olejów wyznaczaj¹c czas pocz¹tku utleniania (Rys. 1–6).

Heat Flow [ V]

6

Olej rzepakowy rafinowany Rz-R

4 2 0 -2 -4 -6 -8 -10 20

30

40

50

60

70

Czas [min] Rys. 1. Termogram DSC oleju rzepakowego rafinowanego Fig. 1. DSC thermal of rapeseed oil

80

TRIBOLOGIA

28

5-2003

18 Olej rzepakowy surowy Rz-S

Heat Flow [mV]

14 10 6 2 -2 -6 -10 20

30

40

50

60

70

80

Czas [min] Rys. 2. Termogram DSC oleju rzepakowego surowego Fig. 2. DSC thermal of rapeseed oil

6 Olej s³onecznikowy rafinowany S³-R

Heat Flow [ V]

4 2 0 -2 -4 -6 -8 -10 20

30

40

50

60 70 Czas [min]

Rys. 3. Termogram DSC oleju s³onecznikowego rafinowanego Fig. 3. DSC thermal of sunflower oil

80

5-2003

TRIBOLOGIA

29

18

Heat Flow [ V]

14

Olej s³onecznikowy surowy S³-S

10 6 2 -2 -6 -10 20

30

40

50

60 70 Czas [min]

80

Rys. 4. Termogram DSC oleju s³onecznikowego surowego Fig. 4. DSC thermal of sunflower oil

Heat Flow [mV]

6 4

Olej parafinowy P

2 0 -2 -4 -6 -8 -10 20

30

40

50

60 Czas [min]

Rys. 5. Termogram DSC oleju parafinowego Fig. 5. DSC thermal of white oil

70

TRIBOLOGIA

30

5-2003

220 180

35

140 30 100 25

Temperatura [ o C]

Czas pocz¹tku utleniania tON [min]

40

60

20

20 S£-R

S³-S

Rz-R

Rz-S

P

Rys. 6. OdpornoϾ oksydacyjna baz olejowych Fig. 6. Oxidation stability of base oils

Przeprowadzone pomiary termoanalityczne wykaza³y, ¿e metoda DSC jest szczególnie przydatna do oceny odpornoœci na rozk³ad termoutleniaj¹cy danego oleju. Na podstawie uzyskanych rezultatów stwierdzono, ¿e dla ustalonych warunków eksperymentu wyznaczone wartoœci czasów s¹ charakterystyczne dla badanego oleju i mog¹ byæ wykorzystane do oznaczeñ o charakterze przyspieszonego testu termooksydacyjnego zgodnie z zasad¹; im d³u¿szy czas pocz¹tku utleniania tym wiêksza odpornoœæ oleju na utlenianie. Olej parafinowy oraz oleje rafinowane wykazuj¹ wy¿sz¹ odpornoœæ na utlenianie ni¿ oleje roœlinne surowe. W przypadku olejów roœlinnych stwierdzono, ¿e odpornoœæ na utlenianie zale¿y od struktury chemicznej a w szczególnoœci od zawartoœci nienasyconych kwasów t³uszczowych – oleinowego, linolowego i linolenowego. Ze wzglêdu na przeznaczenie opracowywanych œrodków smarowych do stosowania w wielu ga³êziach przemys³u spo¿ywczego i mo¿liwoœæ bezpoœredniego kontaktu z ¿ywnoœci¹ stosowane bazy olejowe poddano ocenie toksykologicznej [L. 1, 5] oraz oceniono podatnoœæ na rozk³ad biologiczny (Tab. 4).

5-2003

TRIBOLOGIA

31

Tabela 4. Podatnoœæ na rozk³ad biologiczny baz olejowych wyznaczona na podstawie testu CEC-L-33T-82 Table 4. Comparison of biodegradability dispersion phase - test CEC-L-33T-82 Rodzaj fazy dyspersyjnej

Podatnoœæ na rozk³ad biologiczny [%]

Kategoria podatnoœci na rozk³ad biologiczny wed³ug trójstopniowej skali

Olej bazowy – naturalny Rzepakowy – RZ

94

³atwo biodegradowalny

S³onecznikowy – S£

97

³atwo biodegradowalny

98

³atwo biodegradowalny

Sojowy – SO

Olej bazowy – mineralny Parafinowy – P

40

umiarkowanie biodegradowalny

Wed³ug testu CEC przyjmuje siê, ¿e zwi¹zek ³atwo rozk³adalny ulega biodegradacji powy¿ej 80%, a umiarkowanie podatny na rozk³ad 20-40% w ci¹gu 21 dni. Wyniki tych badañ potwierdzaj¹ s³usznoœæ wyboru w³aœnie takich faz dyspersyjnych przy opracowywaniu ekologicznych smarów plastycznych. Wybran¹ grupê olejów poddano serii badañ oceniaj¹cych skutecznoœæ wytworzonych z ich udzia³em warstw smarowych do przeciwzu¿yciowej ochrony wêz³a tarcia. Badanie przeprowadzono zarówno w warunkach liniowego wzrostu obci¹¿enia wêz³a tarcia, jak równie¿ po godzinnym teœcie pod obci¹¿eniem 40kG. Na Rys. 7 w formie graficznej przedstawiono zale¿noœæ œrednicy œladu zu¿ycia w funkcji rodzaju bazy olejowej. Œrednica oznaczona d1 dotyczy zu¿ycia wêz³a tarcia testowanego pod obci¹¿eniem 40kG, zaœ d2 oznacza œrednicê zu¿ycia wyznaczon¹ dla wêz³a tarcia po teœcie pod liniowo narastaj¹cym obci¹¿eniem. Na podstawie uzyskanych wyników stwierdzono wy¿sz¹ skutecznoœæ przeciwzu¿yciow¹ nierafinowanych olejów roœlinnych w porównaniu z olejami rafinowanymi. Zaobserwowana prawid³owoœæ dotyczy zarówno wielkoœci œrednic zu¿ycia wêz³a tarcia po testach pod sta³ym obci¹¿eniem (40 kG), jak równie¿ w warunkach intensywnych wymuszeñ tribologicznych. Na podstawie uzyskanych wyników mo¿emy uszeregowaæ oleje pod wzglêdem skutecznoœci ochrony antyzu¿yciowej w nastêpuj¹cy sposób: Rz-S>S³-S>S³-R>Rz-R>P.

TRIBOLOGIA

32

5-2003

1,2

2

0,8

1,5

0,6

1

0,4

0,5

[mm]

1

1

2,5

Œrednica œladu zu¿ycia-d

Œrednica œladu zu¿ycia-d

2

[mm]

3

0,2 d-2

d-1

0

0 Rz-R

Rz-S

S ³-R

S ³-S

P

Baza ole jowa

Rys. 7. Zale¿noœæ œrednicy œladu zu¿ycia wêz³a tarcia w funkcji rodzaju bazy olejowej Fig. 7. Anti-wear properties of the base oils after an hour’s wear test executed according to the standard four-ball method and at the modified four-ball tester T-02

3000

500

2500

400

2000

300

1500 200

1000

100

500

Pt

WskaŸnik lepkoœci WL

Obci¹¿enie zacieraj¹ce P t [N]

Po przeprowadzeniu badañ w warunkach liniowego wzrostu obci¹¿enia oceniono zdolnoœæ badanych olejów do tworzenia warstw granicznych (Rys. 8).

WL

0

0 P

Rz-R

Rz-S

S³-R

S³-S

Baza olejowa

Rys. 8. Zale¿noœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt i wskaŸnika lepkoœci w funkcji rodzaju bazy olejowej Fig. 8. Anti-seizure properties and viscosity index of the oil bases

5-2003

TRIBOLOGIA

33

Stwierdzono, ¿e rafinowane oleje roœlinne zapewniaj¹ trwalszy film smarowy w warunkach wysokich jednostkowych mocy tarcia ni¿ oleje surowe. Warstwê graniczn¹ o najni¿szej trwa³oœci w warunkach zacierania tworzy olej parafinowy. Wy¿sza odpornoœæ warstw smarowych na przeciwzu¿yciowe oddzia³ywania, wyznaczona zarówno w warunkach sta³ego obci¹¿enia wêz³a tarcia, jak i narastaj¹cych obci¹¿eñ, jest realizowana z udzia³em nierafinowanych olejów roœlinnych. Nale¿y przypuszczaæ, ¿e osi¹gniêcie tego rezultatu jest zwi¹zane z tworzeniem trwa³ych warstw protektorowych powstaj¹cych z udzia³em miêdzy innymi wolnych kwasów t³uszczowych, fosfatydów, steroli. Substancje te zostaj¹ w wiêkszoœci usuniête w wyniku rafinacji olejów roœlinnych. PODSUMOWANIE Przeprowadzone badania fizykochemiczne i tribologiczne pozwalaj¹ na stwierdzenie, ¿e trwa³oœæ wytworzonych warstw granicznych, w warunkach zacierania, jest zale¿na od w³aœciwoœci lepkoœciowo-temperaturowych olejów. Zastosowana do oceny stabilnoœci oksydacyjnej olejów ró¿nicowa kalorymetria skaningowa DSC umo¿liwia rejestracjê efektów cieplnych towarzysz¹cych procesom zachodz¹cym pod wp³ywem temperatury. Na podstawie wartoœci wyznaczonych parametrów stwierdzono, ¿e odpornoœæ oksydacyjna rafinowanych olejów roœlinnych jest porównywalna z odpornoœci¹ oleju parafinowego. Wyniki prac badawczych pozwalaj¹ na uznania metody DSC jako szybkiej metody oceny stabilnoœci oksydacyjnej oleju w porównaniu do standardowych metod analitycznych. LITERATURA 1. 2. 3.

Drabik J., Pawelec E., Janecki J., Bajer J.: Sprawozdanie z prac badawczych: Badanie wp³ywu biodegradowalnych baz olejowych na w³aœciwoœci smaru plastycznego. Instytut Technologii Eksploatacji Radom, 1998. Drabik J., Pawelec E.: Effect of non-toxic components on tribological and ecological characteristics of the greases. COST - 516 Tribology Symposium, Antwerp –Belgium, 1999, s. 257–262. Lal K. Carrick V.: Performance testing of lubricants on high oleic vegetable oils. J. Synth. Lubr. 1994, 11, 3, 189–206.

34

TRIBOLOGIA

4.

Kañska Z.: Application of biodegradation tests methods in environmental biotechnology. Department of Chemistry Warsaw University of Technology. Warsaw 1998. Piekoszewski W., Szczerek M., Tuszyñski W.: Method for scuffing propagation assessment. Tribotest. 2001, 7, s. 219–228. Becker R., Knorr A.: Antioxidantien für pflanzliche Öle. Tribologie + Schmierungstechnik. 42 Jahrgang 5, 1995, 272–277. Kowalski B.: Oxidative Stabilities of Engine Oils Contaminated by Vegetable oil. Thermochimica Acta 250, 1995, 55–63.

5. 6. 7.

5-2003

Recenzent: Ryszard MARCZAK Summary The elaboration of new a generation lubricants with elimination or considerable reduction of contents of toxic chemical compounds has been the first stage of undertaken work. The achievement of this aim was possible thanks to use of the non-toxic oil basis, ecologically safe thickeners as well as modifiers improving useful properties. The composition of non-toxic biodegradable greases is the same as of greases made on the base of mineral oils, namely the main components are as follows: base oils, safe thickeners and improvers. In the course of selecting these elements during elaboration of new generation greases their non-toxic, degree of purity and the biodegradation level are of the biggest importance. Several oils have been tested using the Four –Ball Testing Machine and its modified version. Vegetable oils were oxidized in the cell of a differential scanning calorimeter (DSC). The characteristic parameters were read from DSC exotherm and then used to assessment of the oils oxidative stabilities. in order to choose the proper procedures to the estimation of the nontoxicity grade and biodegradability of lubricants the analysis of the most important methods has been performed. According to chosen method the compliance to the biological decomposition of the dispersion phases have been estimated. These results confirmed the environment friendly character of the base oils that in employed obtained greases.

5-2003

TRIBOLOGIA

35

For this purpose an analysis of physicochemical and tribological properties of selected vegetable oils was carried out. From a point-view of the resistance to oxidation and a high biodegradability the refined and unrefined vegetable oils (rapeseed and sunflower) and white mineral oil from all the available natural oils we have chosen. Good lubricating properties of vegetable oils and a high degree of their biodegradation were decisive for using them as the dispersion phase of lubricating greases. Since vegetable oils are vulnerable to oxidation, in the future further work aiming at its improvement is necessary. This will be realise through a selection of the appropriate (non-toxic, white colour) antioxidants.

36

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

37

Eugene FELDSHTEIN*

MODELOWANIE FIZYCZNE PROCESÓW ZU¯YCIA NO¯Y Z MATERIA£ÓW SUPERTWARDYCH

PHYSICAL MODELING OF WEAR PROCESS OF SUPERHARD MATERIAL CUTTERS

S³owa kluczowe: modelowanie fizyczne, zu¿ycie, materia³ supertwardy, trwa³oœæ narzedzia Key-words: physical modeling, wear, superhard material, tool life Streszczenie Obecnie dla badañ procesów tarcia s¹ wykorzystywane testery ró¿nych konstrukcji, symuluj¹ce warunki wzajemnych oddzia³ywañ stykaj¹cych siê powierzchni elementów, poprzez wielokrotne powtarzanie styków tych samych powierzchni. Jednak w procesie skrawania zu¿ywaj¹ce siê powierzchnie narzêdzia w ka¿dej chwili stykaj¹ siê z co raz to nowymi powierzchniami elementu i wióra. W opracowanym przyrz¹dzie próbka pod* Instytut Budowy Maszyn i Pojazdów, Uniwersytet Zielonogórski, ul. Podgórna, 50, 65-246 Zielona Góra

38

TRIBOLOGIA

5-2003

dawana tarciu wstêpuje w kontakt z powierzchni¹ obrabianego elementu bezpoœrednio po przejœciu no¿a tokarskiego, przy czym cykl tarcia powtarza siê po kolejnym przejœciu no¿a. Poziom naprê¿eñ normalnych na powierzchni styku próbki z elementem przyjmowano równym poziomowi normalnych naprê¿eñ stykowych na powierzchni przy³o¿enia no¿a, powstaj¹cych podczas skrawania i na podstawie tego okreœlano wartoœæ si³y docisku. Ustalono, ¿e wp³yw prêdkoœci skrawania i w³asnoœci materia³u próbki (no¿a) na przebieg procesu zu¿ycia najbardziej przejawia siê w zakresie prêdkoœci 20–40 m/min i powy¿ej 100 m/min. Zmiany intensywnoœci zu¿ycia w miarê wzrostu prêdkoœci skrawania s¹ doœæ podobne do zmian okresów trwa³oœci no¿a przy toczeniu. Intensywnoœæ zu¿ycia wzrasta w miarê wzrostu wartoœci si³y normalnej. W zale¿noœci od poziomu prêdkoœci tarcia przewagê maj¹ ró¿ne rodzaje zu¿ycia. Przy ma³ych prêdkoœciach tarcia zachodzi zu¿ycie œcierne. W zakresie prêdkoœci 20–40 m/min zachodzi kruche wykruszenie z powierzchni tarcia cz¹stek o doœæ du¿ych wymiarach, przy tym intensywnoœæ wykruszania kompozytu 01 jest znacznie wiêksza w porównaniu z kompozytem 10. W ca³ym badanym zakresie prêdkoœci skrawania procesowi tarcia towarzysz¹ zjawiska sczepiania, tj. oddzia³ywania adhezyjne. Najlepsze warunki do zu¿ycia adhezyjnego odpowiadaj¹ prêdkoœciom tarcia 80–120 m/min. Przy wysokich prêdkoœciach tarcia na powierzchniach tarcia powstaj¹ mikropêkniêcia, prawdopodobnie, z powodu ich przegrzania, i intensywnoœæ zu¿ycia szybko wzrasta. Analogiczny charakter zu¿ycia powierzchni przy³o¿enia no¿a obserwuje siê podczas toczenia materia³u spiekanego. WPROWADZENIE Obecnie w celu analizy prawid³owoœci przebiegu procesów fizycznych w strefie skrawania w szerokim zakresie wykorzystywane s¹ ró¿ne metody modelowania fizycznego i matematycznego. Modelowanie pomaga ustaliæ skomplikowany wp³yw kompleksu faktorów fizycznych, chemicznych, mechanicznych i geometrycznych na procesy zachodz¹ce w strefie skrawania. Modelowanie fizyczne doœæ skutecznie wykorzystywano w praktyce badawczej, lecz w niektórych przypadkach mog¹ wystêpowaæ b³êdy zwi¹zane z nieprawid³owym wyborem warunków wzajemnych oddzia³ywañ stykaj¹cych siê powierzchni i obci¹¿eniem powierzchni styku. Istniej¹ ró¿ne metody badañ procesów tarcia [L. 1]. Najczêœciej s¹ wykorzystywane testery tarcia ró¿nych konstrukcji, imituj¹ce warunki wzajemnych

5-2003

TRIBOLOGIA

39

oddzia³ywañ stykaj¹cych siê powierzchni elementów, czyli wielokrotnie powtarzanie styków tych samych powierzchni. Jednak w procesie skrawania zu¿ywaj¹ce siê powierzchni narzêdzia w ka¿dej chwili kontaktuj¹ siê z co raz to nowymi powierzchniami elementu i wióra. Na tych powierzchniach brak warstw adsorbowanych, utlenionych itp., i intensywnoœæ zu¿ycia jest inna ni¿ w typowych warunkach tarcia. PRZYRZ¥D DO MODELOWANIA W celu maksymalnego zbli¿enia warunków zu¿ycia przy skrawaniu i tarciu opracowano przyrz¹d (Rysunek 1), w którym próbka poddawana tarciu wstêpuje w kontakt z powierzchni¹ obrabianego elementu bezpoœrednio po przejœciu no¿a tokarskiego, przy czym cykl tarcia powtarza siê po kolejnym przejœciu no¿a.

Rys. 1. Schemat przyrz¹du do modelowania procesów tarcia i zu¿ycia no¿e Fig. 1. The scheme of the device for modeling of friction and cutter’s wear process

Przyrz¹d dzia³a w sposób nastêpuj¹cy. Próbka 3 wykonana z badanego materia³u narzêdziowego zamocowana jest w trzpieniu 4 maj¹cym mo¿-

TRIBOLOGIA

40

5-2003

liwoœæ osiowego przemieszczania siê w prowadnicach tocznych 2wzglêdem ³o¿a 5. £o¿e umiejscowiono w korpusie 8 w ³o¿yskach tocznych samonastawnych 9. £o¿e to poprzez wspornik 6 opiera siê o belkê tensometryczn¹ 7 maj¹c¹ kszta³t trapezu. Na trzpieñ 4 dzia³a si³a Fp, której wartoœæ wynika z niezbêdnoœci osi¹gniêcia na powierzchni styku próbki naprê¿eñ elementem sta³ego poziomu naprê¿eñ normalnych, równych normalnym naprê¿eniom stykowym na powierzchni przy³o¿enia no¿a powstaj¹cym podczas skrawania. Pod wp³ywem si³y Fp próbka dociskana jest do powierzchni elementu 1, wskutek czego powstaje si³a tarcia wp³ywaj¹ca na belkê tensometryczn¹ 7 poprzez ³o¿e 5 i wspornik 6. Sygna³ z czujników tensometrycznych wzmocniony jest poprzez wzmacniacz tensometryczny i rejestrowany przy pomocy oscylografu. W celu zbli¿enia warunków tarcia i zu¿ycia próbki do warunków procesu skrawania bezpoœrednio przed próbk¹ 1 ustawiono nó¿ tokarski 10 skrawaj¹cy okreœlon¹ warstwê materia³u. Tworzy siê wówczas powierzchnia tarcia, której w³aœciwoœci s¹ analogiczne do w³aœciwoœci powierzchni styku no¿a z elementem obrabianym. METODYKA OBLICZEÑ SI£Y DOCISKU Powy¿ej mówiono, ¿e poziom naprê¿eñ normalnych na powierzchni styku próbki z elementem musi byæ równym poziomowi normalnych naprê¿eñ stykowych na powierzchni przy³o¿enia no¿a, powstaj¹cych podczas skrawania. Uwzglêdniono przy tym, ¿e oddzia³ywuj¹ miedzy sob¹ nie idealnie g³adkie, lecz chropowate powierzchni, tj. w styku znajduje siê nie ca³a powierzchnia próbki, lecz tylko wystêpy jej mikronierównoœci. W miarê zwiêkszenia obci¹¿enia w styku uczestniczy co raz wiêksza iloœæ wystêpów, które odkszta³caj¹ siê na pocz¹tku sprê¿yœcie a nastêpnie sprê¿ysto-plastycznie. Przy tym rzeczywista powierzchnia styku jest znacznie mniejsza od nominalnej, podczas, gdy ciœnienie rzeczywiste jest odpowiednio wiêksze w porównaniu z nominalnym. Wartoœæ si³y normalnej niezbêdn¹ do modelowania procesu zu¿ycia mo¿na obliczyæ wg [L. 2]. W warunkach styku powierzchni chropowatych œrednie rzeczywiste ciœnienie na powierzchni styku jest równe pr = (KB )

í  í +ù 

íù Rp  í +ù 

  r 

Fp

ù + 1  í

   áPmrAc 

,

5-2003

TRIBOLOGIA

41

gdzie K, B, ω – wspó³czynniki charakteryzuj¹ce plastyczne w³asnoœci stykaj¹cych siê materia³ów, Pmr – udzia³ materia³owy profilu zmierzony na linii œredniej, Rp – wysokoœæ najwy¿szego wzniesienia profilu, Fp – obci¹¿enie normalne, α – wspó³czynnik uwzglêdniaj¹cy warunki deformacji sprê¿ystej. Wspó³czynniki α, ω i K dobrane wg tabeli [L. 2], B – obliczono wg wzoru B=

(

0,43 , 1 − ì 22 + E1 E2

1 − ì12

) (

)

gdzie E1, E2 – modu³y sprê¿ystoœci stykaj¹cych siê materia³ów, µ1, µ2 – wspó³czynniki Poissona tych materia³ów. Parametr uzupe³niaj¹cy udzia³ noœny profili mo¿na obliczyæ wg wzoru í = 2 Pmr ⋅

Rp −,1Ra – œrednia arytmetyczna rzêdnych profilu. Ra

Zredukowany promieñ krzywizny wzniesieñ profilu r = rp rwz ,

gdzie rp i rwz – œrednie wartoœci promieni krzywizny wzniesieñ zmierzone w kierunkach poprzecznym i wzd³u¿nym. Wartoœci r, rp, rw i n otrzymano na podstawie analizy profilogramów powierzchni. Wyniki obliczeñ doœæ dobrze odpowiadaj¹ danym [L. 2–4]. Wykorzystanie do obliczeñ obwodowego przekroju styku A pozwala uwzglêdniæ wp³yw falistoœci powierzchni na warunki styku. Wartoœæ A jest równa

(

A = 2,83 nw Θ Σ Rw F p

)2 ,

gdzie nw – iloœæ fal w zakresie powierzchni styku, Rw – zredukowany promieñ fali. W przypadku styku powierzchni falistej (po toczeniu) z powierzchni¹ g³adk¹ (powierzchnia próbki z materia³u supertwardego) mo¿na przyj¹æ Rw = Rw1.

42

TRIBOLOGIA

5-2003

Na podstawie wy¿ej przedstawionych wzorów i przyjmuj¹c, ¿e rzeczywiste ciœnienie na powierzchni styku pr jest równe normalnemu naprê¿eniu na powierzchni przy³o¿enia no¿a σð, mo¿na otrzymaæ wzór do obliczeñ normalnej si³y wp³ywaj¹cej na próbkê:

(

)

F p = 22n f (áPmr ) Θ Σ R f σ 3

2

ù+ í  ù  p 

r  Rp

   

í

í    KB ù     

Wp³yw warunków toczenia na wartoœæ σð omówiono w [L. 5]. Analizê procesów zu¿ycia no¿y dokonano na przyk³adzie modelowania fizycznego par tr¹cych sk³adaj¹cych siê z jednej strony z materia³u wyprodukowanego na bazie proszku ¿elaza, a z drugiej – materia³ów supertwardych. Materia³ proszkowy zawiera³ 0,20%C + 9%Cr, pozosta³e – ¿elazo. Materia³ ten w wyniku obróbki cieplno-chemicznej (nawêglanie) mia³ twardoœæ 55–57 HRC i porowatoœæ koñcow¹ 4–6%. Toczenie wykonano no¿em z twardego azotku boru o strukturze wurcytowej (kompozyt 10). Do badañ porównawczych wykorzystano nó¿ z azotku boru o strukturze regularnej (kompozyt 01). Z tych samych materia³ów wykonano próbki do modelowania fizycznego. Powierzchni tarcia próbek szlifowano œciernic¹ diamentow¹ a nastêpnie docierano past¹ diamentow¹ na parametrach analogicznych do ostrzenia no¿y. Wspó³czynnik Poissona przyjêto zbli¿ony do jego wartoœci dla diamentu [L. 6], tj. µ ~ 0,07 [L. 7]. Intensywnoœæ wzglêdnego zu¿ycia objêtoœciowego obliczono wg wzoru I=

m − m0 , ñVô

gdzie m i m0 – masy nowej i zu¿ytej próbki, ρ – gêstoœæ badanego materia³u, V – prêdkoœæ tarcia, τ – czas tarcia. Badania prawid³owoœci tarcia próbek z materia³ów supertwardych wykaza³y znaczny wp³yw prêdkoœci skrawania i w³asnoœci materia³u próbki (no¿a) na przebieg procesu zu¿ycia (Rysunek 2a). Wp³yw ten najbardziej przejawia siê w zakresie prêdkoœci 20–40 m/min i powy¿ej 100 m/min. Zmiany intensywnoœci zu¿ycia w miarê wzrostu prêdkoœci skrawania s¹ doœæ podobne do zmian okresów trwa³oœci no¿y przy toczeniu (Rysunek 2b). Intensywnoœæ zu¿ycia wzrasta w miarê wzrostu wartoœci si³y normalnej (Rysunek 3) w wyniku zwiêkszenia iloœci obszarów sczepiania wierzcho³ków wzniesieñ powierzchni tr¹cych, tj. oddzia³ywañ adhezyjnych [L. 8].

5-2003

TRIBOLOGIA

43

b)

a)

Rys 2. Zale¿noœæ intensywnoœci wzglêdnego zu¿ycia objêtoœciowego (a) i trwa³oœci no¿a (b) od prêdkoœci wzajemnego ruchu cia³ tr¹cych Fig. 2. Dependences of relative intensity of wear process (à) and cutter life (b) on speed

of rubbed elements mutual moving

W celu ustalania przyczyn zmian w intensywnoœci zu¿ycia powierzchni tarcia analizowano na mikroskopie skaningowym MSM-2 oraz na mikroanalizatorze rentgenowskim MS-46. Analiza elektrono-mikroskopijna powierzchni kontaktowych próbek wykonanych z kompozytów 10 i 01 (Rysunek 4) wyjawi³a, ¿e w zale¿noœci od poziomu prêdkoœci tarcia przewagê maj¹ ró¿ne rodzaje zu¿ycia. Przy ma³ych prêdkoœciach tarcia zachodzi zu¿ycie œcierne. W zakresie prêdkoœci 20–40 m/min zachodzi kruche wykruszenie z powierzchni tarcia cz¹stek o doœæ du¿ych wymiarach, przy tym intensywnoœæ wykruszania kompozytu 01 jest znacznie wiêksza w porównaniu z kompozytem 10 (Rysunki 4, 5). Jest to spowodowane zmianami warunków skrawania w danym zakresie prêdkoœci z powodu wp³ywu porów znajduj¹cych siê w materiale obrabianym.

Rys. 3. Zale¿noœæ intensywnoœci wzglêdnego zu¿ycia objêtoœciowego od wartoœci obci¹¿enia Fig. 3. Influence of force on relative intensity of elements wear

TRIBOLOGIA

44 a)

b)

d)

5-2003

c)

e)

Rys. 4. Powierzchni próbek z kompozytu 10: a – nowa powierzchnia; b – powierzchnia po zu¿yciu z prêdkoœci¹ V = 10 m/min; c – V = m/min; d – V = 65 m/min; e – V = 200 m/min Fig. 4. Surfaces of elements from composite 10: a – a new surface; b – a surface after wear with speed V = 10 m/mines; c – V = 30 m/mines; d – V = 65 m/mines; e – V = 200 m/mines

Przeprowadzone obliczenia wskazuj¹, ¿e porowatoœæ koñcowa w znacznym stopniu wp³ywa na charakter drgañ w strefie skrawania. Mo¿e ona powodowaæ zwiêkszenie amplitudy drgañ 5–10 razy w porównaniu ze skrawaniem stali jednolitych, gdy¿ wówczas czêstotliwoœæ drgañ oprawki równa jest czêstotliwoœci zderzeñ krawêdzi ostrza skrawaj¹cego z obrze¿ami por, wobec czego w zakresie prêdkoœci toczenia 25–38 m/min powstaje rezonans [L. 9]. Drgania o du¿ych amplitudach powoduj¹ mechaniczne wykruszenia cz¹stek kompozytów z powierzchni tr¹cych. Dla kompozytu 01 wykruszenia s¹ wiêksze, poniewa¿ przedzia³y jego wytrzyma³oœæ na zginanie i na œciskanie s¹ 1,2–1,25 ryzy mniejsze w porównaniu z kompozytem 10. W ca³ym badanym zakresie prêdkoœci skrawania procesowi tarcia towarzysz¹ zjawiska sczepiania, tj. oddzia³ywania adhezyjne. Najlepsze warunki dla zu¿ycia adhezyjnego odpowiadaj¹ prêdkoœciom tarcia 80–120 m/min. Przy wysokich prêdkoœciach tarcia na powierzchniach tarcia powstaj¹ mikropêkniêcia, prawdopodobnie, z powodu ich przegrzania, i intensywnoœæ zu¿ycia

5-2003 a)

TRIBOLOGIA

45

b)

Rys. 5. Powierzchni próbek z kompozytu 01 po zu¿yciu z prêdkoœci¹ 30 m/min: a) – ×100; b) – ×200 Fig. 5. Surfaces of elements from composite 01 after wear with speed 30 m/mines: a) – ×100; b) – ×200

szybko wzrasta. Analogiczny charakter zu¿ycia powierzchni przy³o¿enia no¿y obserwuje siê podczas toczenia materia³u spiekanego (Rysunek 6). a)

b)

c)

d)

Rys. 6. Charakter zu¿ycia no¿e z kompozytu 10 przy toczeniu materia³u spiekanego: a) – V = 11 m/min; b) – V = 30 m/min; c) – V = 52 m/min; d) – V = 200 m/min Fig. 6. Character of wear of cutters from composite 10 after turning of sintered material: a) – V = 11 m/mines; b) – V = 30 m/mines; c) – V = 52 m/mines; d) – V = 200 m/mines

TRIBOLOGIA

46

5-2003

Analiza mikrorengenospektralna cz¹stek, znajduj¹cych siê na powierzchniach zu¿ycia próbek, wykaza³a zmniejszenie ca³kowitej iloœci cz¹stek oraz zmianê ich sk³adu chemicznego przy du¿ych prêdkoœciach skrawania. W tych warunkach zaobserwowano niektóre zwiêkszenie zawartoœci chromu. Chrom, w odró¿nienie od ¿elaza, jest materia³em aktywnym adhezyjne wzglêdem azotku boru [L. 10], przy czym wzajemne oddzia³ywania miêdzy nimi s¹ mo¿liwe przy temperaturach powy¿ej 700°C [L. 11]. Taka temperatura powstaje podczas skrawania z du¿ymi prêdkoœciami [L. 9], inicjalizuj¹c adsorbowanie atomów chromu na powierzchniach tarcia. Jednoczeœnie zwiêksza siê szybkoœæ powstawania warstewek tlenków boru, dzia³aj¹cych jako smar twardy, przeszkadzaj¹cych sczepianiu siê powierzchni tr¹cych i zmniejszaj¹cych iloœæ przylepionych cz¹stek. WNIOSKI Modelowanie fizyczne procesów tarcia i zu¿ycia zachodz¹cych podczas skrawania pozwalaj¹ doœæ dok³adne prognozowaæ mo¿liwe zmiany w trwa³oœci narzêdzi skrawaj¹cych. W warunkach toczenia materia³ów na bazie proszku ¿elaza no¿ami z materia³ów supertwardych powstaj¹ zu¿ycie œcierne i adhezyjne, którym w poszczególnych zakresach prêdkoœci tarcia (skrawania) towarzyszy kruche wykruszenie cz¹stek materia³u narzêdzia oraz pêkanie powierzchni tr¹cej. Jest to spowodowane specyfik¹ kontaktu ostrza z powierzchnia porowat¹ oraz przegrzania powierzchni tr¹cych przy du¿ych prêdkoœciach skrawania. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5.

Ïðóøàê Â.ß. Ìåòîäû èñïûòàíèé ìàòåðèàëîâ íà òðåíèå è èçíîñ. Âûøýéøàÿ øêîëà, Ìèíñê, 1999. Òðåíèå, èçíàøèâàíèå è ñìàçêà /Ïîä ðåä. Â.Â.Êðàãåëüñêîãî, Â.Â. Àëèñèíà. T. 1. Ìàøèíîñòðîåíèå, Ìîñêâà, 1978. Êîìáàëîâ Â.Ñ. Âëèÿíèå øåðîõîâàòîñòè òâåðäûõ òåë íà òðåíèå è èçíîñ. Íàóêà, Ìîñêâà, 1974. Ðûæîâ Ý.Â. Êîíòàêòíàÿ æåñòêîñòü äåòàëåé ìàøèí. Ìàøèíîñòðîåíèå, Ìîñêâà, 1966. Feldshtein E. Contact forces and tensions while finish turning of hardened iron based porous materials// W: Industry. Technology. Enviroment – ITE’ 2002: Confernce Proceedings. MGGU „Stankin”, Moskwa, 2002. – T. 2, 602–606.

5-2003

TRIBOLOGIA

47

Õèðò Ä, Ëîòå È. Òåîðèÿ äèñëîêàöèé. Àòîìèçäàò, Ìîñêâà, 1972. De Vries R.C. Cubic boron nitride: hand book of properties. General Electric. Reprint N 72CDR178. 8. Ìàêàðîâ À.Ä. Îïòèìèçàöèÿ ïðîöåññîâ ðåçàíèÿ. Ìàøèíîñòðîåíèå, Ìîñêâà, 1976. 9. Feldsztein E. Skrawalnoœæ konstrukcyjnych materia³ów porowatych oraz pow³ok ochronnych na bazie proszku ¿elaza. Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, Vol. 20, Nr 2, 2000, 31–39. 10. Íàéäè÷ Þ.Â., Êîëåñíè÷åíêî Ã.À., Äðóé Ì.Ñ è äð. Çàêîíîìåðíîñòè ðàñòåêàíèÿ ìåòàëëè÷åñêèõ ðàñïëàâîâ ïî ïîâåðõíîñòè íèòðèäà áîðà. Ýëåìåíòû, àäãåçèîííî-àêòèâíûå ê íèòðèäó áîðà. Ôèçèêà è õèìèÿ îáðàáîòêè ìàòåðèàëîâ, ¹ 1, 1971, 51–54. 11. Áîíäàðåíêî Â.Ï., Õàëåïà À.Ï. Òåðìîäèíàìè÷åñêîå èññëåäîâàíèå âçàèìîäåéñòâèÿ íèòðèäà áîðà ñ ïåðåõîäíûìè ìåòàëëàìè. Ñèíòåòè÷åñêèå àëìàçû, ¹ 2, 1971, 7–8.

6. 7.

Recenzent: Marian SZCZEREK

Summary Now processes of friction, as a rule, are researched using machines of friction simulating conditions of machine details surfaces interaction (multiple repetitions of contact of the same surfaces). While cutting, however, tool surfaces each moment of time are contacting with new and new surfaces of a detail and a chip. In the developed device the rubbed element comes to contact with the processed surface directly after a cutter. The device works as follows. The element 1 made out from a researched tool material was fixed on a pivot 2 which have a possibility of axial moving on roll guides 3 in a holder 4. It is locked in the case of the device 5 in self-installed ball bearings 6 and bases on tensometric trapezoidal beam 8 using a corbel 7. Force Fp is put to a pivot 2. Under action of this force the element is pressed to the surface of detail 9, therefore the force of friction arises affecting through holder 4 and corbel 7 on tensometric beam 8. The signal from tensometric sensors is fixed by a tensometric amplifier and an oscillograph. To approach conditions of friction and wear process of an element to conditions of process of cutting, directly in front of an element 1 the cutter 10 is installed which removes a layer of metal, equal to depth of cutting. Thus the surface is formed which characteristics are similar to characteristics of a contact surface of a major flank of a cutter with a detail.

48

TRIBOLOGIA

5-2003

Normal pressure on contact surface was accepted equal to a normal tension on a major flank of the cutter, and normal force on a rubbed element was calculated. It was taken into account, that contacting surfaces are not absolutely smooth, but rough. The actual area of contact between roughness surfaces is too less of nominal and actual pressure exceeds nominal pressure essentially. Processes of friction were researched for the rubbed pairs consisting on the one hand from a material, produced on the base of a powder iron, and on another hand – from superhard materials. The sintered material contains 0,20%C, 9%Cr, the rest - iron, its residual porosity is equal 4 – 6%. Further it was cemented to provide hardness 55 – 57 HRC. Turning was performed by cutters from a composite 10 with structure similar to vurcite, and the composite 01 with cubic structure was used for comparative researches. Influence of cutting speed and properties of a tool material on wear process shows itself mostly in a range of speeds 20...40 m/mines and over 100 m/mines. Changes of rubbed elements wear process intensity while speed of cutting grows closely corresponds to changes of cutters life while turning. Intensity of wear process grows according to normal force growing. Depending on a level of friction speeds various mechanisms of wear process of contact surfaces dominate. For small speeds of friction abrasive wear process is observed. In a range of speeds 20 – 40 m/mines large particles breaking off on friction surfaces of significant is observed, and intensity of composite 01 breaking off is much greater than a composite 10. In all investigated range of speeds process of friction is accompanied by adhesive interaction. Its optimum conditions are observed at speeds 80 – 120 m/mines. At high speeds of cutting on surfaces of friction there are microcracks, probably as a result of their localized overheating and wear process is sharply intensified. Such character of contact surfaces wear is similar to character of wear of major flanks of cutters. Physical modeling of friction and the wear process, which take place while cutting, allows forecasting changes in life of cutting tools just precisely.

5-2003

TRIBOLOGIA

49

Jadwiga JANOWSKA*, Zenobia R¯ANEK-BOROCH*, Magdalena EKWIÑSKA*

ZASTOSOWANIE MIKROSKOPU SI£ ATOMOWYCH DO BADANIA W£ASNOŒCI TARCIOWYCH ULTRACIENKICH POW£OK

APPLICATION OF ATOMIC FORCE MICROSCOPE TO STUDY FRICTIONAL PROPERTIES OF ULTRATHIN FILMS

S³owa kluczowe Mikroskop si³ atomowych, topografia powierzchni, pow³oki wytwarzane technik¹ elektroplazmow¹ Keywords Atomic force microscope, topography, films deposited by electroplasma technique Streszczenie W referacie przedstawiono zastosowanie mikroskopu si³ atomowych do zbadania w³asnoœci tarciowych ultracienkich pow³ok wytworzonych tech-

* Warsaw University of Technology, Institute of Micromechanics and Photonics, ul. Œw. Andrzeja Boboli 8, 02-525 Warszawa, Poland Tel. +48(22) 660-8287, Fax 660-86-01

50

TRIBOLOGIA

5-2003

nik¹ elektroplazmow¹ oraz wp³ywu prowadzenia procesu osadzania warstw (zmiana temperatury pod³o¿a) na w³asnoœci uzyskanych pow³ok. WSTÊP Mikroskopy si³ atomowych AFM stosowane s¹ do badania w³asnoœci powierzchni materia³ów w skali nanometrycznej [L. 1]. U¿ywane s¹ g³ównie do obrazowania topografii badanej powierzchni. Mikroskop si³ atomowych z opcj¹ pomiaru si³y poprzecznej, znajduj¹cy siê w Laboratorium Mikrotribologii Instytutu Mikromechaniki i Fotoniki Politechniki Warszawskiej, pozwala nie tylko na tworzenie trójwymiarowych obrazów topografii badanej próbki, poprzez pomiar si³y normalnej, ale równie¿ na wyznaczenie si³y tarcia, któr¹ w mikroskali wyra¿a sk³adowa si³y poprzecznej. Na skutek si³y poprzecznej (si³y tarcia), powsta³ej miêdzy ig³¹ mikroskopu si³ atomowych a badan¹ warstw¹ podczas ruchu ostrza nad próbk¹ w trakcie skanowania powierzchni, nastêpuje skrêcenie cantilevera. Skrêcenie belki pomiarowej mo¿e byæ wywo³ane zmian¹ nachylenia zbocza tarasu mikronierównoœci powierzchni próbki lub/i niejednorodnoœci¹ w³aœciwoœci tarciowych badanego materia³u (Rys. 1).

Rys. 1. LFM (Lateral Force Microscope) skrêcenie cantilevera wywo³ane: (A) zmian¹ si³y tarcia na skutek zmian w³asnoœci materia³u; (B) wyst¹pieniem tarasów Fig. 1. LFM (Lateral Force Microscope) – torsion of the cantilever caused by: A. Variations of friction force caused by changes of material properties B. Variations of surface topography

5-2003

TRIBOLOGIA

51

Aby rozdzieliæ te dwa efekty nale¿y prowadziæ jednoczeœnie pomiar odkszta³cenia beleczki pomiarowej zarówno w p³aszczyŸnie pionowej (obraz topograficzny AFM) jak i poziomej. Si³y styczne nie s¹ zale¿ne od kierunku skanowania a kontrast pomiêdzy uzyskiwanymi obrazami rozk³adu si³ poprzecznych odzwierciedla pochylenie mikronierównoœci wzd³u¿ osi ox. W niniejszym referacie przedstawiono zastosowanie mikroskopu si³ atomowych do zbadania w³asnoœci tarciowych ultracienkich pow³ok wytworzonych technik¹ elektroplazmow¹ [L. 2, 3] oraz wp³ywu prowadzenia procesu osadzania warstw (zmiana temperatury pod³o¿a) na w³asnoœci uzyskanych pow³ok. ULTRACIENKIE POW£OKI WYTWARZANE TECHNIK¥ ELEKTROPLAZMOW¥ Procesy chemiczne zachodz¹ce pod dzia³aniem plazmy nierównowagowej s¹ szeroko stosowanie do powierzchniowej obróbki metali i tworzyw organicznych, w procesach wytwarzania obwodów scalonych, ogniw s³onecznych, pow³ok uszczelniaj¹cych foliê z polimerów oraz warstw przeciwodblaskowych na elementach optyki [L. 4]. W ostatnich latach zaobserwowano wzrost zainteresowania pow³okami krzemoorganicznymi otrzymywanymi metod¹ PE-CVD (Plasma Enhanced Chemical Vapor Deposition). Na Wydziale Chemii PW prowadzono prace nad procesem osadzania cienkich pow³ok z heksametylodisiloksanu. Pow³oki wytwarzano w wy³adowaniu barierowym, pod ciœnieniem atmosferycznym, w reaktorze z zewnêtrzn¹ elektrod¹ wysokonapiêciow¹. Otrzymano, miêdzy innymi, cienkie warstwy zwi¹zków krzemu z heksametylodisiloksanu (HMDSO) stosuj¹c mieszaninê HMDSO+Ar+NH3 (40%). Warstwy nanoszono na monokryszta³ krzemu (100). W procesie wytwarzania pow³ok zmieniano temperaturê pod³o¿a. BADANIE NANOTARCIA ULTRACIENKICH POW£OK WYTWORZONYCH TECHNIK¥ ELEKTROPLAZMOW¥ Badane próbki Zbadano w³asnoœci tarciowe dwóch ultracienkich pow³ok wytworzonych technik¹ elektroplazmow¹ [L. 2, 3]. Próbki, oznaczone symbolami 047 i 046, wykonano na Wydziale Chemii PW. Analizê chemiczn¹ otrzyma-

52

TRIBOLOGIA

5-2003

nych pow³ok przeprowadzono za pomoc¹ spektrometru UDS Braga z mikrosond¹ elektronow¹ firmy Cameca. W Tabeli 1 przedstawiono warunki prowadzenia procesu osadzania badanych pow³ok i ich w³aœciwoœci. Tabela 1. Pow³oki osadzane z HMDSO + Ar + NH3 (40%) – warunki prowadzenia procesu osadzania pow³ok, w³aœciwoœci pow³ok Table 1. The films deposited from the mixture of HMDSO+Ar+NH3 (40%) – experimental conditions of process of deposition and films properties

Oznaczenie próbki Mieszanina gazowa: HMDSO [ppm] Amoniak [%] Argon [%] Temperatura [oC] Czas osadzania [min] Napiêcie miêdzyszczytowe [kV] Gruboœæ [nm] Szybkoœæ osadzania pow³oki [nm/min] Wspó³czynnik refrakcji Widmo FTIR (pasma absorpcji)

047

2640 40 Reszta 150 15 15,7 40 2.7 1,26 Si-O-Si Si-CH3

046 2640 40 Reszta 300 15 13,5 63 4.2 1,44 Si-O-Si Si-CH3

PRÓBKA 047 Pow³oka naniesiona technik¹ elektroplazmow¹ na pod³o¿e krzemu monokrystalicznego (100). Osadzona z mieszaniny HMDSO+NH3+Ar (heksametylodisiloksan + amoniak + argon) przy temperaturze pod³o¿a 150°C. Ca³kowita gruboœæ naniesionej pow³oki, zmierzona elipsometrem, wynosi³a 40 nm. PRÓBKA 046 Pow³oka naniesiona technik¹ elektroplazmow¹ na pod³o¿e krzemu monokrystalicznego (100). Osadzona z mieszaniny HMDSO+NH3+Ar (heksametylodisiloksan + amoniak + argon) przy temperaturze pod³o¿a 300°C. Ca³kowita gruboœæ naniesionej pow³oki, zmierzona elipsometrem, wynosi³a 63 nm. Warunki prowadzenia badañ Obrazowanie topografii i rozk³adu si³y poprzecznej przeprowadzono przy wykorzystaniu kontaktowego modu pracy (Topography/Fl) mikroskopu si³ atomowych z opcj¹ pomiaru si³y poprzecznej (Laboratorium Mikrotribo-

5-2003

TRIBOLOGIA

53

logii Instytutu Mikromechaniki i Fotoniki PW) [L. 5]. Do badañ zastosowano cantilevery oznaczone symbolami MS-06AU typ B (firmy Park Scientific Instruments – USA) oraz SCS12 typ F (firmy NT-MDT Co – Rosja). Doœwiadczenia przeprowadzono w warunkach laboratoryjnych w atmosferze powietrza, przy ciœnieniu atmosferycznym, temperaturze pokojowej 22°C ±0,5°C, przy wilgotnoœci 50% ±5%. Forma przedstawienia wyników badañ W wyniku przeprowadzonych pomiarów otrzymano rozk³ad topografii oraz si³y poprzecznej na badanej powierzchni. Wyniki badañ przedstawiono w postaci p³askiego (2D) i przestrzennego (3D) obrazu topografii próbki oraz dwuwymiarowego (2D) obrazu rozk³adu si³y poprzecznej. Przedstawiono tak¿e przekroje poprzeczne profilu topograficznego i odpowiadaj¹ce im wykresy si³y poprzecznej oraz histogram obrazu topografii i rozk³adu si³y tarcia (si³y poprzecznej). Z obrazów 2D i 3D usuniêto szumy (zastosowano filtr median). Dyskusja i wnioski Ultracienkie pow³oki osadzane z mieszaniny gazów HMDSO+ Ar + NH3 (40%) w temperaturach 150°C i 300°C (próbka 047 i 046) okaza³y siê trudne w badaniach ze wzglêdu na bogat¹ strukturê (bardzo du¿e utkanie tarasów i ich wp³yw na wyznaczane si³y poprzeczne) oraz ze wzglêdu na prawdopodobieñstwo zale¿noœci w³asnoœci tarciowych od miejsca badañ (inne we wg³êbieniach inne na wypiêtrzeniu tarasów mikronierównoœci). Na wykresie si³y poprzecznej, dla powierzchni o jednolitych, homogenicznych w³aœciwoœciach tarciowych i tarasowej strukturze mikronierównoœci, wyst¹pi¹ skokowe zmiany wartoœci si³y poprzecznej na progach tarasów. Po przejœciu progu tarasu wartoœæ si³y poprzecznej wróci do poprzedniej wartoœci, takiej samej jak na innych homogenicznych czêœciach próbki. W przypadku próbki niehomogenicznej zmiana si³y poprzecznej bêdzie niezale¿na od zmian topografii powierzchni próbki i bêdzie opisywaæ w³asnoœci tarciowe materia³u. Badania ultracienkich pow³ok wytworzonych technik¹ elektroplazmow¹ przeprowadzone by³y kilkakrotnie (w kilku ró¿nych miejscach próbki) z wykorzystaniem wielu obszarów skanowania (od 16000 nm × 16000 nm do 510 nm × 510 nm). Najmniejszy obszar skanowania wynika³ nie z ograniczenia sprzêtowego lecz z w³asnoœci badanej pow³oki.

TRIBOLOGIA

54

5-2003

Badania zosta³y wykonane przy skanie w kierunku +x i –x. Kierunek skanowania nie mia³ wp³ywu na otrzymane wyniki badañ. ÷6 przedstawiono topografie badanej pow³oki 047, Na Rysunkach 2÷ przyk³adowe rozk³ady si³y poprzecznej na skanowanej powierzchni, przyk³adowe przekroje poprzeczne topografii powierzchni i odpowiadaj¹ce im zmiany wartoœci si³y poprzecznej. a)

b)

Rys. 2. Próbka 047: a) topografia powierzchni pow³oki (2D), b) rozk³ad si³y poprzecznej Fig. 2. Sample 047 a. Surface topography of film (2D); b. Distribution of lateral force

5-2003

TRIBOLOGIA

55

a)

b)

Rys. 3. Próbka 047 – Topografia powierzchni pow³oki: a) przekrój, b) histogram Fig. 3. Sample 047 – Surface topography of film a. cross–section; b. histogram

a)

b)

Rys. 4. Próbka 047 – Rozk³ad si³y poprzecznej: a) przekrój, b) histogram Fig. 4. Sample 047 – Distribution of lateral force a. cross–section; b. histogram

TRIBOLOGIA

56

5-2003

a)

b)

Rys. 5. Próbka 04: a) topografia powierzchni pow³oki (2D), b) rozk³ad si³y poprzecznej Fig. 5. Sample 047. a. Surface topography of film (2D); b. Distribution of lateral force

Po porównaniu przekroju poprzecznego topografii badanej powierzchni z odpowiadaj¹cym mu przekrojem rozk³adu si³y poprzecznej i analizie histogramu rozk³adu si³y poprzecznej mo¿na stwierdziæ, ¿e zmiany wartoœci si³y poprzecznej Fl (Rys. 4a i Rys. 6b) s¹ zwi¹zane ze zmian¹ w³asnoœci tarciowych na powierzchni próbki 047.

5-2003

TRIBOLOGIA

57

a)

b)

Rys. 6. Próbka 047: a) topografia powierzchni – przekrój, b) rozk³ad si³y poprzecznej – przekrój Fig. 6. Sample 047. a. Surface topography of film – cross–section; b. Distribution of lateral force – cross–section

Pow³oka, wytwarzana technik¹ elektroplazmow¹, osadzana z mieszaniny HMDSO+Ar+NH3 (40%) przy temperaturze pod³o¿a 150°C (próbka 047) ma inne w³asnoœci tarciowe na wzniesieniach i inne we wg³êbieniach tarasów mikronierównoœci powierzchni. Niejednorodnoœæ w³asnoœci tarciowych powierzchni próbki 047 zwi¹zana jest z procesem osadzania pow³oki – pow³oka zawiera substancje organiczne. Mniej jednoznaczne wyniki otrzymano w przypadku badania w³asnoœci tarciowych pow³oki osadzanej z mieszaniny HMDSO+Ar+NH3 przy temperaturze pod³o¿a 300°C (próbka 046). ÷9 przedstawiono topografiê badanej pow³oki 046, Na Rysunkach 7÷ rozk³ad si³y poprzecznej na skanowanej powierzchni, przyk³adowy przekrój poprzeczny topografii powierzchni i odpowiadaj¹ce mu zmiany wartoœci si³y poprzecznej. Otrzymane przekroje poprzeczne topografii badanej powierzchni i odpowiadaj¹ce im zmiany wartoœci si³y poprzecznej oraz histogramy rozk³adu si³y poprzecznej œwiadcz¹, ¿e na powierzchni pow³oki osadzanej z mieszaniny HMDSO+NH3+Ar przy temperaturze pod³o¿a 300°C (próbka 046) dominuj¹ struktury o jednorodnych w³asnoœciach tarciowych. Zmia-

TRIBOLOGIA

58

5-2003

a)

b)

Rys. 7. Próbka 046: a) topografia powierzchni pow³oki (2D), b) rozk³ad si³y poprzecznej Fig. 7. Sample 046. a. Surface topography of film (2D); b. Distribution of lateral force

5-2003

TRIBOLOGIA

59

a)

b)

Rys. 8. Próbka 046 – Topografia powierzchni pow³oki: a) przekrój, b) histogram Fig. 8. Sample 046 – Surface topography of film. a. cross–section; b. histogram

a)

b)

Rys. 9. Próbka 046 – Rozk³ad si³y poprzecznej: a) przekrój, b) histogram Fig. 9. Sample 046 - Distribution of lateral force. a. cross–section; b. histogram

60

TRIBOLOGIA

5-2003

ny wartoœci si³y poprzecznej Fl (Rys. 9a) zale¿¹ od zmian profilu topograficznego powierzchni próbki 046. Otrzymane, przy pomocy mikroskopu si³ atomowych, wyniki badañ w³asnoœci tarciowych ultracienkich pow³ok wytwarzanych technik¹ elektroplazmow¹ (próbka 047 i 046) potwierdza analiza chemiczna przeprowadzona za pomoc¹ spektrometru UDS Braga z mikrosond¹ elektronow¹ firmy Cameca. Widma FTIR pow³ok osadzonych z mieszaniny HMDSO+Ar+NH3 (40%) przedstawiono na Rys. 10.

Rys.10. Widmo FTIR pow³ok osadzanych z mieszaniny HMDSO+Ar+NH3 (40%) w temperaturze 150°C (próbka 047) i 300°C (próbka 047) Fig. 10. FTIR spectrum of films deposited from mixture of HMDSO + Ar + NH3 (40%) at temperature of 150 0 C (sample 047) and of 3000C (sample 046)

Pow³oki otrzymane przy temperaturze pod³o¿a 150°C (próbka 047) zawieraj¹ nieznaczne iloœci domieszek organicznych odpowiadaj¹cych pasmom Si-CH3 – 2964 cm-1, 1261 cm-1 i 843 cm-1 (Rys. 10). Intensywnoœæ tych pasm maleje wraz ze wzrostem temperatury osadzania pow³oki. Pow³oka 046, osadzana przy wy¿szej temperaturze (300°C), zawiera mniej substancji organicznych – o czym œwiadczy brak pasma o liczbie falowej 2964 cm-1 oraz s³absze pasmo 1269 cm-1 w widmie FTIR.

5-2003

TRIBOLOGIA

61

PODSUMOWANIE Temperatura osadzania pow³ok z mieszaniny HMDSO+Ar+NH3 (40%) wp³ywa na zawartoœæ substancji organicznych w pow³oce, tym samym na uzyskiwane topografie badanych powierzchni i ich w³asnoœci tarciowe. Pow³oka osadzana przy temperaturze pod³o¿a 150°C (próbka 047) zawiera substancje organiczne, które powoduj¹ niejednorodny rozk³ad w³asnoœci tarciowych na badanej powierzchni. Pow³oka osadzana przy temperaturze pod³o¿a 300°C (próbka 046) zawiera bardzo ma³o substancji organicznych, charakteryzuje siê jednorodnym rozk³adem w³asnoœci tarciowych na ca³ej powierzchni. LITERATURA 1. 2.

3.

4. 5.

nd

Bushan B.: Handbook of Micro/Nanotribology, 2 ed., CRC Press, Boca Raton 1998. Misiak M., Rymuza Z., R¿anek-Boroch Z., Schmidt-Sza³owski K., Janowska J.: The Effects of Deposition and Test Conditions on Nanomechanical Behaviour of Ultrathin Films Produced by PECVD Process at Atmospheric Pressure. 3 rd International Colloquium Micro-Tribology’2001, Jastarnia 2001. R¿anek-Boroch Z., Janowska J., Dudziñski K., Schmidt-Sza³owski K.: Thin Films of Silicon Compounds Deposited by Filamentary Barrier-Discharge. 15 th International Symposium on Plasma Chemistry, vol. V, s. 1817–1822, Orleans, France 2001. Schmidt-Sza³owski K, Fabianowski W., Sentek J., R¿anek Boroch Z.: Pow³oki nieorganiczne wytwarzane technik¹ elektroplazmow¹. Przemys³ chemiczny 77/7, s. 253–257. Janowska J.: Raport tematu – Badanie nanotarcia ultracienkich pow³ok, IMiF PW, Warszawa 2001.

Recenzent: Ryszard MARCZAK Summary Atomic Force Microscopes (AFM) are used mainly to study surface topography. AFM with the possibility to measure lateral force in the Laboratory of Microtribology of the Institute of Micromechanics and

62

TRIBOLOGIA

5-2003

Photonics of the Warsaw University of Technology enables during scanning the measurement of the lateral force between the tip of the cantilever and the tested surface. The lateral force is representative of the micro-scale friction. The paper presents the results of the application of this microscope to study frictional properties of the ultrathin films deposited on silicon by electroplasma technique. The films were deposited under various substrate‘s temperatures (sample 046 – 300°C, sample 047 – 150°C) to study the effect of temperature on the frictional properties of the films.

5-2003

TRIBOLOGIA

63

Wies³aw LESZEK*

ROZWA¯ANIA O PODSTAWACH TRIBOLOGII. 2. PROCESY DYFERENCJACJI I INTEGRACJI WIEDZY TRIBOLOGICZNEJ

CONSIDERATION OF TRIBOLOGY BASIS 2. PROCESSES OF TRIBOLOGICAL KNOWLEDGE DIFFERENTIATION AND INTEGRATION

S³owa kluczowe: dyferencjacja wiedzy, rekombinacja wiedzy, integracja wiedzy Key-words: knowledge differentiation, knowledge recombination, knowledge integration Streszczenie: W publikacji przedstawiono trzy kolejne fazy przemian struktur wewnêtrznych dyscypliny naukowej: dyferencjacjê wiedzy, rekombinacjê wiedzy i integracjê wiedzy. Omówienie to uzupe³niono komentarzem interpretuj¹cym przemiany struktury wiedzy tribologicznej. * Politechnika Poznañska, Instytut Maszyn Roboczych i Pojazdów Samochodowych, ul. Piotrowo 3, 60-965 Poznañ.

64

TRIBOLOGIA

5-2003

WSTÊP Artyku³ ten jest kolejn¹ publikacj¹ z rozpoczêtego referatem wyg³oszonym na Szkole Tribologicznej w L¹dku Zdroju w 2001 r. cyklu „Rozwa¿ania o podstawach tribologii”. Temat artyku³u wywodzi siê z referatu wyg³oszonego na Kongresie Eksploatacyjnym w Krynicy Górskiej w 2000 r. pt. „Rozwój tribologii w œwietle prawid³owoœci rozwoju nauki” [L. 1]. W publikacji tej przedstawiono trzy kolejne fazy przemian struktur wewnêtrznych dyscypliny naukowej dyferencjacjê wiedzy, rekombinacjê wiedzy i integracjê wiedzy. Stwierdzenie to uzupe³niono komentarzem interpretuj¹cym owe przemiany nastêpuj¹co: Kumulowanie siê wiedzy dotycz¹cej okreœlonych obiektów lub zjawisk powoduje, ¿e po przekroczeniu pewnego jej zasobu staje siê ona trudna do opanowania i wykorzystania. Pojawia siê wiêc tendencja do jej dzielenia na mniejsze jednostki ³atwiejsze w analizach i wykorzystaniu praktycznym. Kryteria podzia³u bywaj¹ ró¿ne i zale¿¹ od specyfiki dyscypliny naukowej, a raczej od charakterystycznych cech przedmiotu jej zainteresowania. Kiedy podzia³y wewnêtrzne osi¹gn¹ pewien poziom szczegó³owoœci nastêpuje faza ich ³¹czenia w ró¿nych konfiguracjach problemowych, przedmiotowych, metodycznych itp. Faza ta zosta³a nazwana faz¹ rekombinacji wiedzy polegaj¹cej na tworzeniu mniej lub bardziej trwa³ych struktur wewnêtrznych zawieraj¹cych elementy syntezy fragmentów istniej¹cej wiedzy. Faza rekombinacji jest faz¹ swoistego porz¹dkowania wiedzy bez jej tarciowego wzbogacania. Zjawisko to pojawia siê dopiero w fazie integracji, w której dokonuje siê synteza elementów wiedzy z ró¿nych dyscyplinach naukowych opisuj¹cych ró¿ne aspekty rzeczywistoœci. W wyniku integracji wiedzy pojawiaj¹ siê w strukturze nauki w pierwszej kolejnoœci interdyscyplinarne problemy badawcze, a po ich rozwi¹zaniu równie¿ interdyscyplinarna wiedza. Zwykle, w pocz¹tkowym okresie jej powstawania jest ona przypisywana do zakresu dyscypliny naukowej najszerzej pojmuj¹cej swoje problemy badawcze i metody ich rozwi¹zywania. W miarê rozwoju wiedzy interdyscyplinarnej kszta³tuj¹ siê osobne pograniczne dyscypliny naukowe i generowane ju¿ w ich ramach problemy badawcze. Ze wzglêdu na koniecznoœæ zwrócenia uwagi odbiorców tamtego referatu na inne jeszcze zagadnienia, kwestie dyferencjacji i integracji wiedzy tribologicznej przedstawiono w formie skróconej, syntetycznej. W tym artykule postanowiono rozwin¹æ i uzupe³niæ niektóre problemy podnoszone w tekœcie poprzednim. Celowoœæ powrotu do tych kwestii

5-2003

TRIBOLOGIA

65

wynika z tego, ¿e na przemiany w wiedzy o tarciu wynikaj¹ce z iloœciowego przyrostu wiedzy o zjawisku tarcia na³o¿y³y siê przemiany wynikaj¹ce ze zmiany przeznaczenia i charakteru tej wiedzy z przyrodniczej na techniczn¹. Sta³o siê to wtedy, kiedy wiedzê przyrodnicz¹ (fizykaln¹) o tarciu zaczêto wykorzystywaæ do sterowania nim w wêz³ach kinematycznych maszyn i urz¹dzeñ. Inaczej mówi¹c, wtedy kiedy zwrócono uwagê na to, ¿e od tarcia, jego skutków i sposobów sterowania jego parametrami zale¿¹ funkcjonalne, trwa³oœciowe i niezawodnoœciowe cechy tych wêz³ów. Konsekwencj¹ tego nowego miejsca wiedzy o tarciu, i tym razem tak¿e o zu¿yciu i smarowaniu wêz³ów kinematycznych (nazywanymi tak¿e systemami tribologicznymi) by³y odmienne ni¿ w innych dyscyplinach naukowych przemiany struktur wewnêtrznych. Temu procesowi postanowiono poœwiêciæ ten artyku³. WIEDZA POTOCZNA I POCZ¥TKI NAUKOWEJ WIEDZY O TARCIU Z tarciem jako zjawiskiem fizycznym (przyrodniczym) zetkn¹³ siê cz³owiek wtedy, kiedy by³ zmuszony przemieœciæ w przestrzeni obiekt, który by³ ciê¿szy ni¿ mo¿liwoœci przeniesienia go. Ujawni³ siê wtedy podstawowy atrybut tarcia – opór ruchu w sytuacji styku z innym obiektem. Atrybut ten by³ tym groŸniejszy, ¿e ówczesne Ÿród³a napêdu by³y zbyt s³abe, aby cz³owiek móg³ przemieszczaæ dowolne obiekty na dowolne odleg³oœci. Badania historyczne ujawni³y, ¿e ju¿ w g³êbokiej staro¿ytnoœci znano wiele sposobów ograniczania negatywnych skutków tarcia, znano tak¿e mo¿liwoœci jego wykorzystania do celów u¿ytkowych. Tworzy³ siê ju¿ wtedy zbiór informacji nazywany wiedz¹ potoczn¹. Wiedza potoczna powstawa³a w rezultacie przypadkowych zwykle spostrze¿eñ i doœwiadczeñ uzyskiwanych metod¹ prób i b³êdów. Mo¿na o niej powiedzieæ, ¿e: – nie s¹ znani jej twórcy i jest przekazywana zwykle przez osobiste kontakty, w niektórych tylko przypadkach doczeka³a siê zapisu prezentowanych treœci, – nie zawsze ma naukowe uzasadnienie, a jeœli je posiada, to ma ono wobec niej charakter wtórny, – jej wykorzystywanie jest nawykowe, wynikaj¹ce z zasady „zawsze tak robiono”, zwykle wiêc przy jej stosowaniu nie liczono siê z regu³ami efektywnoœci [L. 2].

66

TRIBOLOGIA

5-2003

H. Garnfinkel [L. 3] wymieni³ kilkanaœcie cech potocznego opisu rzeczywistoœci, z których najwa¿niejsze wydaj¹ siê byæ nastêpuj¹ce: 1. Sens przypisywany opisowi jest z punktu widzenia zbiorowoœci tym, którego siê od niego wymaga. Wymaga siê przy tym, by inny cz³owiek dokonywa³ takiego samego przypisania sensu. 2. Z punktu widzenia u¿ytkownika, usankcjonowanym stosunkiem miêdzy opisywanymi przejawami przedmiotu i przedmiotem intencjonalnym – przejawiaj¹cym siê w opisywany sposób jest stosunek niew¹tpliwej odpowiednioœci. Wynika z tego, ¿e akceptacja wiedzy potocznej oparta jest na swoistej umowie funkcjonuj¹cej miêdzy u¿ytkownikami, którzy w ramach przyjêtej konwencji nie kwestionuj¹ jej zasadnoœci. 3. Z punktu widzenia u¿ytkownika wystêpuje charakterystyczna rozbie¿noœæ miêdzy publicznie przez œrodowisko uznanym z prywatnym, ukrytym sensem opisu i ten prywatny, indywidualny sens nie jest ujawniony. Oznacza to, ¿e cechy wiedzy potocznej, zw³aszcza jej treœæ budz¹ czêsto w¹tpliwoœci wœród u¿ytkowników, co prawdopodobnie jest przyczyn¹ podejmowania prób jej naukowego zweryfikowania. Zdarza siê, ¿e po sprawdzeniu wiedza potoczna ju¿ jako wiedza naukowa zostaje w³¹czona do zasobów okreœlonej dyscypliny naukowej. Wiedza potoczna mo¿e byæ uwa¿ana za pojêcie nadrzêdne wobec wiedzy zdroworozs¹dkowej, która cechuje siê znaczn¹ nieokreœlonoœci¹. Wed³ug E. Nogla [L. 4] nieokreœlonoœæ ta przejawia siê: – nieostroœci¹ terminów, co nie pozwala na precyzyjne odró¿nienie przedmiotów denotowanych przez dany termin od tych, które nie s¹ jego desygnatami, – brakiem precyzji w charakteryzowaniu ró¿nic pomiêdzy przedmiotami oznaczanymi przez dany termin wiedzy zdroworozs¹dkowej (co wynika w znacznym stopniu z braku odpowiednio sprecyzowanych miar tej wiedzy), – s¹dy i pogl¹dy wiedzy zdroworozs¹dkowej nie wyjaœniaj¹ zazwyczaj „dlaczego jest tak, ¿e ...”, a je¿eli podaj¹ takie wyjaœnienia, to nie s¹ one oparte na metodzie naukowej, – brak kontroli pogl¹dów wiedzy zdroworozs¹dkowej metodami stosowanymi do kontroli twierdzeñ (lub innych zdañ prawdziwych lub uznawanych za takie) wiedzy naukowej.

5-2003

TRIBOLOGIA

67

W odró¿nieniu od wiedzy potocznej wiedza naukowa wyró¿nia siê metodami uzyskiwania i weryfikacji informacji, wyró¿nia siê istnieniem okreœlonych regu³ postêpowania zanim spostrze¿enie dokonane przypadkowe lub w wyniku œwiadomego poszukiwania w³¹czone zostanie do systemu wiedzy. Fakty i teorie naukowe musz¹ przejœæ okres krytycznych badañ i prób ze strony innych kompetentnych i bezstronnych osób i musz¹ siê okazaæ na tyle przekonuj¹ce, by zyskaæ niemal powszechn¹ akceptacjê. Celem nauki jest nie tylko zdobywanie informacji czy wypowiadanie zdañ ca³kowicie niesprzecznych, d¹¿y ona do jak najszerszej akceptacji racjonalnych pogl¹dów [L. 2]. Zajmiemy siê teraz przemianami strukturalnymi zachodz¹cymi w wiedzy potocznej, która jako genetycznie starsza od wiedzy naukowej znacznie j¹ wyprzedza³a. Zawarte tu spostrze¿enia dotycz¹ przede wszystkim wiedzy o tarciu. Pierwszym zjawiskiem jakie ujawni³o siê podczas wykorzystywania wiedzy potocznej do celów technicznych by³o zjawisko propagacji tej wiedzy. Czynnikiem sprzyjaj¹cym propagacji wiedzy sta³a siê wymiana handlowa. Dziêki wynalezieniu ko³a, a potem chom¹ta mo¿na by³o przewoziæ towary na znaczne odleg³oœci. Towary zaœ stanowi³y Ÿród³o informacji technicznej, przede wszystkim o tym, ¿e takie przedmioty mo¿na wytwarzaæ. Przez naœladownictwo, pos³uguj¹c siê w³asnymi, lokalnie dostêpnymi surowcami i stosuj¹c posiadane swoiste narzêdzia odtwarzano, a tak¿e doskonalono procesy technologiczne wytwarzanie przedmiotów wzbudzaj¹cych zainteresowanie. Najczêœciej jednak naœladowcy byli zmuszeni do pos³ugiwania siê nowymi, nie stosowanymi uprzednio narzêdziami. Dziêki temu nastêpowa³o wyrównywanie siê poziomów cywilizacyjnych ró¿nych regionów. W ten sposób tworzy³y siê krêgi cywilizacyjne ³¹czone ponadplemiennymi wiêzami kulturowymi [L. 5]. Doskonal¹c siê wiedza techniczna sprzyja³a powstawaniu systemów produkcyjnych z wariantowym wykorzystaniem surowców i operacji technologicznych. Stanowi³o to pocz¹tek zjawiska integracji wiedzy, chocia¿ zachowywa³a ona wszystkie atrybuty wiedzy potocznej. Najwczeœniejszym zadaniem wy³onionym w kwestii pos³ugiwania siê tarciem i przeciwdzia³ania jego objawom by³o zmniejszenie oporów ruchu podczas przemieszczania du¿ych mas. Skalê trudnoœci jakie nale¿a³o pokonaæ ilustruj¹ nastêpuj¹ce przyk³ady [L. 6]: – „lwia brama” w Mykenach z epoki kultury kreteñskiej zbudowana jest z bloków kamiennych o wadze do 125 ton,

68 –

TRIBOLOGIA

5-2003

niektóre obeliski stawiane w staro¿ytnym Egipcie, posiadaj¹ce wysokoœæ 30–40 m, wa¿¹ 300–400 ton. Wstêpna integracja wiedzy o tarciu bêd¹ca skutkiem jej dyfuzji w ówczesnych krêgach kulturowych pozwoli³a na konstatacjê, ¿e opór przemieszczeñ cia³ jest mniejszy przy toczeniu ni¿ przy œlizganiu oraz, ¿e powierzchnie cia³ sta³ych zwil¿one ciecz¹ stawiaj¹ opór mniejszy ni¿ powierzchnie suche, przy czym niektóre ciecze d³u¿ej zachowuj¹ te w³aœciwoœci. Wed³ug D. Dowsona [L. 7] znaleziska dokonane przez archeologów na Bliskim Wschodzie œwiadcz¹ o tym, ¿e w staro¿ytnoœci œwiadomie stosowano tarcie w urz¹dzeniach wiertniczych (przekazywanie ruchu przez sznur obracaj¹cy oœ) oraz w dŸwigach, znano zasadê wykorzystywania lin przy cumowaniu okrêtów (intuicyjnie wykorzystywano zasadê tzw. „sto¿ka tarcia”), znano ³o¿yska oporowe i œlizgowe, smarowanie ich smarami roœlinnymi, zwierzêcymi i mineralnymi (nafta), znano zasady stosowania œcierniwa do szlifowania i polerowania kamieni i wyrobów metalowych. Ze wzglêdu na to, ¿e wiedza o tarciu na poziomie wiedzy potocznej nie by³a zapisywana nastêpowa³a jej selekcja przy przekazywaniu z pokolenia na pokolenie. Po prostu, te sposoby sterowania i pos³ugiwania siê tarciem, które okazywa³y siê byæ nieprzydatne by³y zapominane. Bardzo czêsto równie¿ przypominane lub odkrywane na nowo. Brak archiwizowania wiedzy potocznej by³ poza brakiem informacji o jej genezie, najwiêkszym mankamentem tej wiedzy. Ocena przydatnoœci wiedzy potocznej wynika³a ze znaczenia u¿ytkowego obiektu technicznego, którego dotyczy³a. Nastêpowa³a kumulacja wiedzy wokó³ obiektów i procesów technologicznych ich wytwarzania i u¿ytkowania. Gromadzona i systematyzowana wiedza potoczna stanowi³a podstawê do podjêcia prób jej bardziej œcis³ej interpretacji i filozoficznego uogólnienia. Tarcie, jego przyczyny i skutki sta³y siê wiêc przedmiotem zainteresowania ludzi nie zwi¹zanych z produkcj¹, nie posiadaj¹cych doœwiadczeñ warsztatowych, co pozwala³o im na rozpatrywanie tych problemów z pozycji posiadanej wiedzy o materii i wystêpuj¹cych tam zjawiskach. Mogli oni prowadziæ badania i rozwa¿aæ tarcie jako zjawisko przyrodnicze, ca³kowicie nie zwi¹zane z techniczn¹ dzia³alnoœci¹ cz³owieka. Traktuj¹c tarcie w sztucznych uk³adach technicznych jako szczególny przypadek tarcia w przyrodzie mogli tworzyæ za³o¿enia naukowej wiedzy o tarciu [L. 8].

5-2003

TRIBOLOGIA

69

POWSTANIE I ROZWÓJ NAUKOWEJ WIEDZY O TARCIU Zasadniczego prze³omu w problematyce sterowania tarciem dokona³a rewolucja przemys³owa jaka nast¹pi³a w koñcu XVIII i na pocz¹tku XIX w. Wprowadzenie maszyn i narzêdzi zastêpuj¹cych pracê cz³owieka postawi³o nowe zadanie w dziedzinie sterowania tarciem: 1) brak w pocz¹tkowym okresie rewolucji przemys³owej uniwersalnego Ÿród³a napêdu przy znacznym skomplikowaniu mechanizmów i zastosowaniu w jednej maszynie wielu wêz³ów kinematycznych, nara¿onych na tarcie, pog³êbia³ problem zmniejszenia oporów ruchu; 2) wynalezienie i powszechne zastosowanie maszyny parowej postawi³o problem zapewnienia stabilnoœci (równomiernoœci) ruchu maszyn, a wiêc problemy kszta³towania chropowatoœci warstwy wierzchniej elementów maszyn i zapewnienia optymalnego smarowania; 3) zastosowanie maszyny parowej jako Ÿród³a napêdu spowodowa³o powstanie typowego schematu konstrukcyjnego: napêd – prze³o¿enie – organ roboczy, co wy³oni³o problem przek³adni pasowych, ciernych i zêbatych; 4) produkcja maszyn i narzêdzi traktowanych ju¿ jako towar rynkowy postawi³a problem ich trwa³oœci i niezawodnoœci, a wiêc problem sterowania zu¿yciem podczas tarcia, co obok zagadnieñ materia³owokonstrukcyjnych i technologicznych zmusi³o producentów do podjêcia prób rozwi¹zywania zagadnieñ eksploatacyjnych tzn. u¿ytkowania i obs³ugiwania maszyn; 5) wykorzystanie maszyny parowej jako Ÿród³a napêdu uk³adów trakcyjnych i upowszechnienie transportu kolejowego ujawni³y problem hamowania w maszynach, którego znaczenie wzros³o w pocz¹tkach XX w. wraz z upowszechnieniem siê transportu samochodowego; 6) zwiêkszenie ró¿norodnoœci wytwarzanych towarów spowodowa³o intensywny rozwój technologii ich wytwarzania, a wiêc równie¿ rozwój problematyki wykorzystania tarcia jako czynnika technologicznego [L. 8]. Do rozwi¹zania wygenerowanych przez rozwój techniki problemów in¿ynierskich nie wystarcza³a ju¿ wiedza potoczna. Musieli zaj¹æ siê nimi profesjonalnie przygotowani badacze, daj¹c w ten sposób pocz¹tek naukowej wiedzy o tarciu. Zgodnie z wczeœniejszymi stwierdzeniami w takich sytuacjach powstaj¹c¹ wiedzê przypisywano dominuj¹cej dyscyplinie naukowej. Ze wzglê-

70

TRIBOLOGIA

5-2003

du na to, ¿e Ÿród³em powstaj¹cej naukowej wiedzy o tarciu i jego skutkach by³a mechanika traktowana jako czêœæ fizyki jej te¿ przypisano zasadnicz¹ czêœæ odpowiedzialnoœci za postêp wiedzy i jej wykorzystanie techniczne. Zapocz¹tkowana zosta³a integracja wiedzy potocznej z tworz¹c¹ siê wiedz¹ naukow¹ o tarciu. Pierwszym zjawiskiem które towarzyszy³o procesowi tej integracji by³a reinterpretacja wiedzy potocznej i nadanie jej porz¹dku logicznego i uzasadnieñ charakterystycznych dla wiedzy naukowej uzyskiwanej przez stosowanie œcis³ych postulatów metody naukowej. Elementy wiedzy potocznej, które nie mog³y byæ zinterpretowano naukowo by³y odrzucane, inne stanowi³y Ÿród³o problemów badawczych podejmowanych przez uczonych. Rezultatem ich rozwi¹zania by³o nie tylko rozszerzenie zakresu zastosowañ technicznych wiedzy naukowej o tarciu, ale tak¿e powstanie modeli interpretacyjnych pe³ni¹cych do chwili obecnej funkcji substytutów teorii [L. 8]. Cech¹ charakterystyczn¹ wiedzy o tarciu jest wystêpowanie w niej pewnych rudymentów doœwiadczeñ warsztatowych i wiedzy potocznej. Razem z rozwojem wiedzy o tarciu, jego skutkach i sposobach sterowania nimi nastêpowa³a specjalizacja tej wiedzy i jej ró¿nicowanie (dyferencjacje). Przekszta³cenie siê wiedzy o tarciu z wiedzy fizykalnej w wiedzê techniczn¹ nast¹pi³o wtedy, kiedy w problematyce przeciwdzia³ania skutkom tarcia przesta³ dominowaæ opór ruchu i priorytet uzyska³o zu¿ywanie elementów wêz³ów kinematycznych, a w konsekwencji utrata zdatnoœci do realizowania przewidzianych dla nich funkcji w maszynach i urz¹dzeniach technicznych. Do kategorii wiedzy o tarciu i jego skutkach: tarcia i zu¿ycia do³¹czono póŸniej trzeci¹ sk³adow¹ tej wiedzy, a mianowicie wiedzê o smarowaniu wêz³ów kinematycznych [L. 9]. Powsta³a triada kategorii tribologicznych tarcie, zu¿ycie i smarowanie, traktowana integralnie jako pewna ca³oœæ, w ramach której nastêpuje kumulowanie siê wiedzy (tym razem ju¿ ³¹cznej) wokó³ obiektów technicznych. Zjawisko to przynios³o rozdzielenie wiedzy tribologicznej na wiedzê podstawow¹ obejmuj¹c¹ ogóln¹ wiedzê o tarciu, zu¿yciu i smarowaniu wspóln¹ dla wszystkich (a przynajmniej dla znacznej czêœci) obiektów technicznych oraz na wiedzê specjalistyczn¹ dotycz¹c¹ specyficznych zjawisk zwi¹zanych z tarciem zachodz¹cych w poszczególnych grupach obiektów technicznych. Znaczn¹ czêœæ wiedzy specjalistycznej stanowi¹ regu³y postêpowania przy optymalnym projektowaniu, wytwarzaniu i eksploatacji obiektów technicznych, w których wystêpuje tarcie.

5-2003

TRIBOLOGIA

71

Kumulowanie siê wiedzy specjalistycznej wokó³ obiektów technicznych spowodowa³o wtórn¹ dyferencjacjê wczeœniej obszernych zakresów wiedzy. Przy zachowaniu podstawowej wiedzy o tarciu jako wiedzy bazowej w ramach obu pozosta³ych kategorii nastêpuje coraz bardziej widoczny rozdzia³ wed³ug uk³adu: obiekt – zu¿ywanie oraz obiekt – smarowanie. Wiedza tribologiczna jest dzielona na wiele ró¿nych sposobów. Uzasadnia to pogl¹d, ¿e znajduje siê ona w fazie rozwiniêtej dyferencjacji [L. 1]. Zró¿nicowana i rozdzielona wiedza tribologiczna wyraŸniej ni¿ w przypadku ca³oœciowych ujêæ tej wiedzy ujawnia swoje braki i s³aboœci. Dlatego systematycznie ponawiane s¹ próby ich wyeliminowania przez rekombinacjê istniej¹cej wiedzy oraz integracjê wewnêtrzn¹ i integracjê miêdzydyscyplinow¹. Rekombinacja wiedzy tribologicznej polega na ³¹czeniu odosobnionych dotychczas elementów wiedzy wed³ug kryteriów wynikaj¹cych z celów tego po³¹czenia, zwykle problemu technicznego wymagaj¹cego rozwi¹zania. Elementy ³¹czone ze sob¹ zachowuj¹ logiczn¹ niezale¿noœæ a struktura powstaj¹ca w wyniku rekombinacji ma zwykle uk³ad szeregowy. Integracja wewnêtrzna jest wy¿sz¹ form¹ rekombinacji, poniewa¿ w jej rezultacie powstaje synteza wiedzy. U¿ytkownik tak zbudowanego systemu wiedzy nie operuje kolejno niezale¿nymi jej elementami a zadaniami formu³owanymi drog¹ wnioskowania z przes³anek, którymi s¹ elementy syntezowanej wiedzy. Integracja wewnêtrzna wiedzy tribologicznej przynosi co prawda nowe, czêsto ciekawe spojrzenie na wczeœniej znane fakty naukowe ale jej mo¿liwoœci interpretacyjne nie wykraczaj¹ poza zakres wiedzy znanej przed syntez¹. Szans¹ na wzbogacenie tych mo¿liwoœci jest integracja miêdzydyscyplinowa. Polega ona na tworzeniu modeli interpretacyjnych ³¹cz¹cych wiedzê tribologiczn¹ z wiedz¹ zaczerpniêt¹ z dyscyplin nie tworz¹cych dotychczas wyraŸnych zwi¹zków z tribologi¹. Procesy integracji miêdzydyscyplinarnej zosta³y zapocz¹tkowane kilkadziesi¹t lat temu i mia³y w Polsce lokalne apogeum w latach siedemdziesi¹tych ubieg³ego wieku. W póŸniejszym okresie proces integracji wiedzy o tarciu z fizyk¹ i chemi¹ cia³a sta³ego oraz chemi¹ fizyczn¹ uleg³ zahamowaniu. Mo¿na przyj¹æ hipotezê, ¿e przyczyn¹ tego stanu rzeczy by³o wyczerpanie siê prostych i ³atwych w interpretacji problemów badawczych oraz trudna do prze³amania dla tribologów bariera wiedzy fizykalnej. St¹d trudnoœci w tworzeniu koncepcji badawczych umo¿liwiaj¹cych naturalne zwi¹zki interdyscyplinarne. Niezale¿nie jednak od okresowego zahamowania procesów integracyjnych jest to zjawisko nieuchronne.

TRIBOLOGIA

72

5-2003

ZAKOÑCZENIE Przedstawione w tym artykule zagadnienia dotycz¹ prostych form integracji i dyferencjacji wiedzy tribologicznej i towarzysz¹cych tym procesom innych zmian strukturalnych w zasobie wiedzy o tarciu, zu¿yciu i smarowaniu. Formy te stanowi¹ wyjœcie do bardziej z³o¿onych postaci integracji nauki np. do tworzenia systemów dyscyplin naukowych lub ich konglomeratów. Kwestie te stan¹ siê przedmiotem analizy w nastêpnych publikacjach z cyklu „Rozwa¿ania o podstawach tribologii”. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

Leszek W.: Rozwój tribologii w œwietle prawid³owoœci rozwoju nauki. ZEM Nr 2(126), 2001. Leszek W.: Badania empiryczne. Wybrane zagadnienia metodyczne. Wyd. ITE, Radom 1997. Garnfinkel H.: Aspekty problemu potocznej wiedzy o strukturach spo³ecznych [w:] Fenomenologia i socjologia. PWN, Warszawa 1989. Nogel E.: Struktura nauki. PWN, Warszawa 1976. Bednarczyk H., Leszek W., Wojciechowicz B.: Relacje edukacyjne cz³owiek – maszyna. Wyd. ITE, Radom 1995. Bublejnikov F. D., Minchenkov E. Ja.: Ocherk razvitija klassichskoj mekhaniki. Wyd. Uchpiedgiz, Moskwa 1961. Dowson D.: History of tribology. Wyd. Longman, Londyn – Nowy Jork 1976 Leszek W.: Metodologiczne podstawy badañ trybologicznych. PAN – Oddz. w Poznaniu, seria Mechanika i Budownictwo T. 8, PWN, Warszawa – Poznañ 1981. Leszek W., Trzos M.: O kontekstowym charakterze wiedzy tribologicznej. ZEM Nr 1(125), 2001.

Recenzent: Marian SZCZEREK Summary The paper presents three consecutive phases of science discipline internal structures transformation namely: knowledge differentiation, knowledge recombination and knowledge integration. The issue discussion is complemented by comments concerning the transformation of tribological knowledge structure.

5-2003

TRIBOLOGIA

73

Wies³aw LESZEK*

ROZWA¯ANIA NAD PODSTAWAMI TRIBOLOGII. 3. WSPÓ£DZIA£ANIE TRIBOLOGII Z NAUKAMI PRZYRODNICZYMI

DISCUSION ABOUT FUNDAMENTAL PROBLEMS OF TRIBOLOGY. Part 3. COOPERATION AMONG TRIBOLOGY AND BIOLOGICAL SCIENCE

S³owa kluczowe: tribologia, nauki przyrodnicze, wspó³dzia³anie, relacje Key-words: tribology, biological science, cooperation, relations Streszczenie: Referat zawiera omówienie relacji miêdzy tribologi¹ jako dyscyplin¹ w obszarze nauk technicznych a niektórymi dyscyplinami nauk przyrodniczych. Przedstawiono zagadnienia medyczne i biologiczne, w których u¿y* Politechnika Poznañska, Instytut Maszyn Roboczych i Pojazdów Samochodowych, ul. Piotrowo 3, 60-965 Poznañ.

74

TRIBOLOGIA

5-2003

teczna mo¿e byæ interpretacja tribologiczna oraz problemy, w których wiedza przyrodnicza mo¿e byæ zastosowana w tribologii. WSTÊP Referat ten stanowi kontynuacjê cyklu „Rozwa¿ania o podstawach tribologii” i jest bezpoœrednim przed³u¿eniem poprzedniego opracowania pt. „Procesy dyferencjacji i integracji wiedzy tribologicznej” [L. 1]. W opracowaniu tamtym przedstawiono wewnêtrzne procesy dyferencjacji i integracji wiedzy w obszarze samej tribologii potraktowanej jako osobna dyscyplina w dziedzinie nauk technicznych. Referat ten dotyczy zagadnieñ integracji tribologii jako dyscypliny naukowej i wiedzy o tarciu, zu¿yciu i smarowaniu z naukami przyrodniczymi, do których zaliczono tak¿e dyscypliny nauk medycznych. Z rozwa¿añ wy³¹czono natomiast fizykê i chemiê, poniewa¿ procesom integracyjnym zachodz¹cym miêdzy tymi naukami a tribologi¹ poœwiêcono ju¿ wczeœniej (szczególnie w latach siedemdziesi¹tych ubieg³ego wieku) wiele uwagi i wartoœciowych publikacji. Na przyk³adzie procesów integracyjnych zachodz¹cych miêdzy naukami przyrodniczymi a tribologi¹ postanowiono pokazaæ mechanizm wzajemnego oddzia³ywania na siebie integruj¹cych siê dyscyplin naukowych. Z tego wzglêdu w tytule tego referatu zastosowano pojêcie „wspó³oddzia³ywanie” maj¹ce zaznaczyæ dwukierunkowe wp³ywy ³¹cz¹cych siê dyscyplin. Podjêto wiêc próbê znalezienia odpowiedzi na pytania: co tribologia mo¿e zaoferowaæ naukom przyrodniczym oraz co nauki przyrodnicze mog¹ przekazaæ tribologii. Odpowiedzi na te pytania stanowi¹ podstawê struktury tego referatu. Przy rozpatrywaniu za³o¿eñ programowych tego referatu warto zwróciæ uwagê na to, ¿e wspó³czesne nauki przyrodnicze zawieraj¹ nie tylko g³ówne, ogólnie zaakceptowane dyscypliny, takie jak botanika, zoologia (zbudowane na zasadzie przedmiotowej), dyscypliny procesowe np. fizjologia, genetyka, ale tak¿e wiele wê¿szych pochodnych dyscyplin i kierunków. Wewn¹trz nauk przyrodniczych zaistnia³a tak daleko posuniêta dyferencjacja, ¿e nawet specjaliœci bliskich sobie obszarów badañ nie zawsze maj¹ wyobra¿enia o pracach kolegów. Nawet w podstawowych podrêcznikach z dziedziny nauk przyrodniczych, w których idea holistyki powinna byæ wywa¿ona szczególnie jasno, zwi¹zki miêdzy oddzielnymi rozdzia³ami s¹ na tyle s³abe, ¿e poszczególne zagadnienia mo¿na traktowaæ jako

5-2003

TRIBOLOGIA

75

oddzielne i studiowaæ je w wybranej kolejnoœci. Takie samo zjawisko zaczyna dzia³aæ równie¿ w tribologii, która prze¿ywa fazê ró¿nicowania (dyferencjacji) wewnêtrznego. Zdyferencjonowane nauki przyrodnicze i taka¿ tribologia mog¹ integrowaæ siê tylko w osobnych nie zawsze historycznie po sobie formu³owanych i rozwi¹zywanych problemach. Uzasadnia to dokonanie wyboru tych aspektów integracji nauk przyrodniczych i tribologii s¹ ju¿ wyraŸnie zauwa¿alne. Warto tak¿e pamiêtaæ, ¿e jak pokazuje historia przyrodoznawstwa, ¿adna dziedzina nauki nie mog³a przejœæ drogi od konceptualnej ró¿norodnoœci do rzeczywistej jednoœci bez integracji metodologicznej. Idee i pojêcia metodologii stanowi¹ nieodzowne Ÿród³a wstêpnych asocjacji, bez których nie mo¿na zbudowaæ tego intelektualnego t³a, w ramach którego tworzy siê idea integracji dyscyplin naukowych. Stwierdzenia te da³y asumpt do zwrócenia szczególnej uwagi na metodologiczne aspekty zjawiska wspó³dzia³ania tribologii z naukami przyrodniczymi. OFERTA TRIBOLOGII DLA NAUK PRZYRODNICZYCH Tribologia, któr¹ jak wiadomo mo¿na ogólnie okreœliæ jako naukê o oporach ruchu, ich skutkach i sposobach sterowania nimi, mo¿e naukom przyrodniczym zaoferowaæ wiedzê dotycz¹c¹ wyzwalania ruchu w biologicznych wêz³ach ruchowych, eliminowania lub ograniczania powstaj¹cych w tych wêz³ach oporów, ograniczania nadmiaru chaotycznego ruchu w uk³adach stanowi¹cych substytuty uk³adów naturalnych (np. w protezach), rozpoznawania (diagnostyki) skutków ruchu w naturalnych i sztucznych uk³adach biologicznych, rozwi¹zywanie problemów materia³owych w zakresie doboru i u¿ytkowania tworzyw w substytutach uk³adów biologicznych. Najogólniej wiedza ta mo¿e s³u¿yæ do diagnozowania i interpretacji zdarzeñ zachodz¹cych podczas ruchu elementów biologicznych wêz³ów kinematycznych i do rozwi¹zywania problemów materia³owych w uk³adach w których nastêpuje skojarzenie materia³ów sztucznych z naturalnymi obiektami biologicznymi. Mo¿na wiêc powiedzieæ, ¿e tribologia mo¿e rozwi¹zywaæ kwestie interpretacyjne i operacyjne, a w szczególnych przypadkach tak¿e badanie in vitro naturalnych obiektów biologicznych. Rozpatrzymy teraz niektóre przyk³ady zastosowañ wiedzy tribologicznej w naukach przyrodniczych. 1. W przyrodzie nie wystêpuje w zwartych uk³adach ruch obrotowy. Wiêzy jakie istniej¹ miêdzy elementami struktur biologicznych powoduj¹,

76

TRIBOLOGIA

5-2003

¿e jedyn¹ form¹ ruchu jako mo¿e miêdzy nimi wystêpowaæ jest ruch posuwisto-zwrotny, najczêœciej po ³ukach. Z charakteru ruchu posuwisto-zwrotnego wynika, ¿e w krañcowych punktach jakie maj¹ przyjmowaæ przemieszczaj¹ce siê elementy takiego wêz³a ruchowego prêdkoœæ ich przemieszczania równa jest zeru. W punktach tych tarcie jest tarciem statycznym. Z istoty tarcia statycznego mo¿na wyprowadziæ wniosek, ¿e w punktach tych jest najsilniejsze oddzia³ywanie adhezyjne miêdzy kontaktuj¹cymi siê powierzchniami elementów wêz³a biologicznego, jednoczeœnie w punktach tych wystêpuj¹ najmniej korzystne (z punktu widzenia hydrodynamicznej teorii smarowania) warunki tarcia. Mo¿na przyj¹æ wiêc hipotezê, ¿e uszkodzenia elementów wêz³ów biologicznych s¹ najbardziej prawdopodobne w tych w³aœnie punktach. Jednoczeœnie mo¿na wyprowadziæ wniosek, ¿e smarowanie wêz³ów biologicznych nie mo¿e byæ opisane konsekwencjami wy³¹cznie jednej z przyjêtej w tribologii teorii smarowania. W zale¿noœci od sytuacji roboczej w po³¹czeniu, warunki w³¹czaj¹ jednoczeœnie elementy hydrostatyki, hydrodynamiki, elastohydrodynamiki i smarowania granicznego. Wielkie znaczenie ma chemiczne podobieñstwo chrz¹stki stawowej i cieczy synowialnej co pozwala s¹dziæ, ¿e pe³ni¹ca funkcje smaru owa ciecz nie mo¿e byæ w ¿adnych warunkach ca³kowicie usuniêta ze strefy styku. Zawsze znajduje siê tam cienka warstwa smaru minimalizuj¹ca tarcie powierzchni koœci stawowych [L. 2]. Na gruncie kinematyki ruchu po³¹czeñ œlizgowych mo¿na wyt³umaczyæ geometriê wêz³a biologicznego oraz kszta³t stykaj¹cych siê w nim elementów. Elementami przekazuj¹cymi obci¹¿enia s¹ koœci, których zakoñczenia s¹ zaokr¹glone, aby zapewnia³y wystarczaj¹c¹ powierzchniê styku. W niektórych przypadkach g³ówki tych koœci maj¹ kszta³t walcowy (staw kolanowy) [L. 3]. Kszta³ty te i odpowiadaj¹ce im panewki ograniczaj¹ swobodê ruchu po³¹czenia do p³aszczyzn, w których odbywa siê istotny dla ca³ego organizmu ruch tego po³¹czenia. 2. W naturalnych po³¹czeniach biologicznych problem ograniczenia swobody ruchu rozwi¹zany jest przez funkcje elementów zabezpieczaj¹cych sta³oœæ struktury takiego po³¹czenia (np. torebki stawowe). W uk³adach sztucznych – protetycznych utrzymanie ruchu w zadanych p³aszczyznach jest trudne i zwykle krótkotrwa³e. Wynika to z intensywnego, w porównaniu z po³¹czeniami naturalnymi ubytku tworzywa, z którego wykonane jest po³¹czenie, a w konsekwencji z szybko powiêkszaj¹cego siê luzu miêdzy jego elementami. Zwiêkszaj¹cy siê luz, zwiêksza iloœæ p³aszczyzn,

5-2003

TRIBOLOGIA

77

w jakich mo¿e odbywaæ siê ruch elementów po³¹czenia. W efekcie ruch takiego po³¹czenia staje siê coraz bardziej chaotyczny. Najbardziej podatne na takie zjawisko s¹ wêz³y, w których elementy stykaj¹ce siê maj¹ kszta³t kulisty (lub wycinka powierzchni kuli np. stawy biodrowe), poniewa¿ w odró¿nieniu od innych struktur geometrycznych maj¹ wiêksz¹ swobodê wyboru p³aszczyzny ruchu. Zagadnienie swobody ruchu w uk³adach biologicznych lub ich protezach mo¿na rozpatrywaæ jeszcze w innych aspektach. Dla ich omówienia pos³u¿ymy siê przyk³adami. Przyk³ad 1. Pe³ne protezy stomatologiczne, które maj¹ zast¹piæ utracone zêby maj¹ mo¿liwoœæ przemieszczania siê po powierzchni dzi¹s³a w zale¿noœci od kierunków i wartoœci si³ dzia³aj¹cych na nie podczas eksploatacji. Przemieszczanie to jest u³atwione tak¿e przez to, ¿e œlina stale obecna w jamie ustnej mo¿e dzia³aæ smaruj¹co na uk³ad: proteza – dzi¹s³o. Ruch protezy po powierzchni dzi¹s³a , szczególnie wtedy kiedy rozdzielaj¹ j¹ cz¹stki pokarmu jest dla u¿ytkownika protezy dokuczliwy i stresuj¹cy. St¹d pojawi³y siê ró¿ne sposoby ograniczania swobody ruchu protezy, z których najprostszym jest przyklejanie protezy do dzi¹s³a. Przyk³ad 2. £atwo jest wykazaæ, ¿e œlimak ma bardzo niekorzystne z punktu widzenia stabilnoœci ruchu po³o¿enie œrodka ciê¿koœci. Jest on po³o¿ony wysoko i przy nieznacznym wychyleniu poprzecznym jego rzut mo¿e wychodziæ poza kontur (rzut) poziomy jego nogi. Zgodnie z zasadami statyki œlimak przewraca³by siê na któr¹œ z bocznych powierzchni. Aby temu zapobiec œlimak wydziela ciecz, która „przykleja” nogê œlimaka do pod³o¿a. Ciecz ta umo¿liwia œlimakowi przemieszczanie siê tak¿e w p³aszczyŸnie pionowej. Przedstawione przyk³ady wskazuj¹, ¿e ruch w uk³adach biologicznych jest zorganizowany zarówno pod wzglêdem kinematycznym jak i pod wzglêdem dynamiki poruszaj¹cych siê obiektów. Zmiana tej organizacji prowadzi do wystêpowania zjawisk patologicznych, leczenie zaœ i protetyka polega przede wszystkim na przywróceniu organizacji ruchu do stanu prawid³owego. 3. Kolejnym zagadnieniem, w którym poznawcze i aplikacyjne doœwiadczenie tribologii mo¿e byæ przydatne naukom przyrodniczym jest kwestia ubytku materia³u spowodowana tarciem miêdzy stykaj¹cymi siê warstwami zewnêtrznymi elementów wêz³ów kinematycznych. Zjawisko to w tribologii nazywane jest zu¿ywaniem, a jego skutek – zu¿yciem.

78

TRIBOLOGIA

5-2003

Tribologia ma w tych kwestiach: wiedzê o mechanizmach powstawania zjawiska zu¿ywania, w tym fizyczne i matematyczne modele interpretacyjne, – metody badania parametrów opisuj¹cych intensywnoœæ zu¿ywania, definicje i kryteria stanów granicznych wêz³ów kinematycznych, – modele prognostyczne zmiany stanów elementów wêz³ów kinematycznych, – wiedzê o metodach przeciwdzia³ania zu¿yciu oraz o kryteriach doboru materia³ów na elementy wêz³ów kinematycznych. Wiedza i doœwiadczenie tribologii mog¹ mieæ zastosowanie w naukach przyrodniczych w nastêpuj¹cych sytuacjach zwi¹zanych z kwestiami materia³owymi: – w diagnostyce ruchowych wêz³ów organizmów ludzkich, szczególnie rozpoznawania oporów ruchu, ich przyczyn i prognozowania skutków dla funkcjonowania po³¹czeñ kinematycznych, – w doskonaleniu materia³ów na protezy elementów wêz³ów kinematycznych organizmów ludzkich, – w badaniach i doskonaleniu materia³ów protetyki stomatologicznej, a tak¿e materia³ów wype³niaj¹cych ubytki w zêbach („plomby”); z tym zagadnieniem zwi¹zane s¹ badania trwa³oœci plomb oraz stabilnoœci ruchowej uk³adów protetycznych, – w badaniach kinematycznych i dynamicznych skutków starzenia siê po³¹czeñ ruchowych w uk³adzie szkieletowym oraz w stawach koñczyn górnych i dolnych. Szczególnym przypadkiem ubytku warstwy zewnêtrznej obiektu pod wp³ywem tarcia jest œcieranie naskórka pod wp³ywem czynników œcieraj¹cych obcych wobec organizmu pochodzenia. Zwykle dzia³anie takie jest szkodliwe, poniewa¿ uszkadza naskórek spe³niaj¹cy wiele wa¿nych funkcji os³onowych i izolacyjnych. Mo¿na wszak¿e wymieniæ równie¿ terapeutyczne dzia³anie zjawiska œcierania warstw naskórka na przyk³ad w kosmetyce. Przyk³adem takiego dzia³ania jest pasta do zêbów, przy czym nie zosta³o wystarczaj¹co rozstrzygniête, czy sta³e sk³adniki pasty pe³ni¹ funkcjê œcierania, czy pasta jest œrodkiem smaruj¹cym chroni¹cym zêby przed zbyt agresywnym dzia³aniem twardych i sztywnych w³ókien tworz¹cych szczotkê do zêbów. Inn¹ nierozstrzygniêt¹ kwesti¹ jest ³¹czenie substancji naturalnych (rodzimych) z substytutami tworz¹cymi protezy. Przyk³adem tego jest ³¹czenie koœci udowej z endoprotez¹ stanu biodrowego. Pozornie nie jest to zagadnie–

5-2003

TRIBOLOGIA

79

nie tribologiczne, warto jednak pamiêtaæ, ¿e od w³aœciwoœci fizykochemicznych substytutu oraz od obróbki jego warstwy wierzchniej zale¿y zdolnoœæ do ³¹czenia go z obiektem naturalnym i wytrzyma³oœæ mechaniczna po³¹czenia. MO¯LIWOŒÆ WYKORZYSTANIA WIEDZY I DOŒWIADCZENIA PRZYRODNICZEGO W TRIBOLOGII Przystêpuj¹c do rozwa¿enia kwestii wykorzystania osi¹gniêæ nauk przyrodniczych w tribologii nale¿y zwróciæ uwagê na pewne fakty historyczne. Otó¿ nauki przyrodnicze s¹ znacznie starsze od tribologii jako wyodrêbnionej dyscypliny nauk technicznych. Z tego wzglêdu, nauki przyrodnicze stanowi³y Ÿród³o informacji o metodach badañ dla kszta³tuj¹cej siê w latach szeœædziesi¹tych i siedemdziesi¹tych ubieg³ego wieku tribologii. Wiele z tych metod znalaz³o siê ju¿ w arsenale badawczym tribologii, znaczna ich czêœæ nie zosta³a w pe³ni wykorzystana mimo szybkiego postêpu metodycznego jaki zosta³ dokonany w tribologii. Nie ma ju¿ potrzeby do naœladowania metod planowania doœwiadczeñ i opracowywania wyników eksperymentów, poniewa¿ w tym wzglêdzie tribologia osi¹gnê³a poziom równorzêdny i jest ca³kowicie samodzielna. Nie zosta³ dotychczas wykorzystany dorobek nauk przyrodniczych (przede wszystkim biologii) w zakresie systematyzacji, klasyfikacji i typologii. 1. Systematyzacja jest to dzia³anie zmierzaj¹ce do uporz¹dkowania materia³u badawczego (obiektów badañ, rezultatów procesu badawczego itp.) wed³ug jakiegoœ kryterium umo¿liwiaj¹cego poszukiwanie w tym materiale zale¿noœci logicznych, a w najprostszym przypadku wiedzy o konkretnych znajduj¹cych siê w nim obiektach [L. 4]. Klasyfikacja jest zwykle rozumiana jako wielopoziomowy podzia³ zbioru przedmiotów lub zjawisk na mniejsze dzia³y nazywane klasami [L. 4]. T. Kotarbiñski [L. 5] wyró¿nia³ klasyfikacjê rzeczow¹ i klasyfikacjê logiczn¹. Klasyfikacj¹ rzeczow¹ albo segregacj¹ nazwa³ fizyczne, czyli przestrzenne rozdzielenie przedmiotów pewnej klasy (grupy) na zbiorowoœci pochodne (podklasy). Klasyfikacj¹ logiczn¹ jest natomiast podzia³ zakresów pojêæ (nazw). Przedmiotem typologii s¹ uporz¹dkowanie jedno – lub wielowymiarowe na podstawowe stopniowalnoœci cech. W kolejnych uporz¹dkowanych klasach uk³ada siê elementy wed³ug miary natê¿enia jakiejœ cechy. Pojêcia typologiczne w odró¿nieniu od klasyfikacji pozwalaj¹ formu³owaæ zdania o przedmiotach ró¿ni¹cych siê stopniem nasilenia w³asnoœci

80

TRIBOLOGIA

5-2003

bêd¹cych podstaw¹ wyró¿nienia typów. Podejœcie typologiczne pozwala na zbudowanie opisowego wzorca typu, co umo¿liwia klasyfikacjê w przypadku braku kryteriów wymiarowych empirycznie (np. przez pomiar wartoœci jakiejœ wielkoœci fizycznej) [L. 4]. Wymienione metody mog¹ byæ przydatne w tribologii przy tworzeniu automatycznych systemów informatycznych nazywanych bankami lub bazami danych. Zasadnicze znaczenie metodologiczne przy organizacji danych ma analogia podstawowych zasad i celów systematyzacji, klasyfikacji i typologii jakie mo¿na przyj¹æ przy tworzeniu baz danych w naukach przyrodniczych i tribologii. Mo¿na przewidywaæ powstanie baz danych o systemach i obiektach, którymi interesuje siê tribologia zawieraj¹cych informacje przydatne w ich projektowaniu, wytwarzaniu i eksploatacji. W chwili obecnej istniej¹ce bazy danych nie obejmuj¹ wiedzy o tych systemach takiej, jak¹ mo¿na spotkaæ w piœmiennictwie. 2. Nauki przyrodnicze wytworzy³y ogólne koncepcje interpretacyjne, których zastosowanie nie ogranicza siê tylko do przyrody o¿ywionej. Jedn¹ z nich jest behawioryzm. Behawioryzm, jak pisze K. Zamiara [L. 6] jest kierunkiem w psychologii okreœlanym mianem „psychologii S-R” tj. psychologii uk³adu bodziec – reakcja. Litera „S” oznacza zespó³ bodŸców kszta³towanych przez sytuacjê zewnêtrzn¹ (od angielskiego s³owa: stimulus – bodziec), zaœ litera „R” oznacza reakcjê organizmu na owe bodŸce (od angielskiego s³owa: reaction – reakcja (lub zachowanie)). Formu³a „S-R” streszcza ca³y program naukowy behawioryzmu. Zaleca ona, aby ka¿de zachowanie siê cz³owieka traktowaæ jako reakcjê na okreœlony bodziec, aby dla ka¿dego zachowania siê cz³owieka szukaæ bodŸca, który j¹ wywo³a³. O bodŸcach i reakcjach twierdzi siê, ¿e maj¹ status fizycznych i daj¹cych siê obserwowaæ stanów rzeczy. Za determinanty zachowania uznaje siê wy³¹cznie bodŸce fizyczne dzia³aj¹ce w aktualnej sytuacji oraz te, które dzia³a³y na dany organizm uprzednio. Jeœli pod behawiorystyczne pojêcie „bodziec” pod³o¿y siê pojêcie „wymuszenie” lub „oddzia³ywanie” a przez pojêcie „reakcja” rozumieæ siê bêdzie wynik tego oddzia³ywania mo¿na zauwa¿yæ wystarczaj¹c¹ analogiê pozwalaj¹c¹ na zastosowanie proponowanego ujêcia w tribologii. Analogiê pog³êbia za³o¿enie, ¿e dla metody badawczej mo¿liwej do zaakceptowania w badaniach behawiorystycznych warunkiem zasadniczym jest jej intersubiektywna dostêpnoœæ. Koncepcja behawiorystyczna do metod naukowych zalicza tylko metody pozwalaj¹ce na obiektywne sposoby

5-2003

TRIBOLOGIA

81

uzyskiwania danych empirycznych i takie¿ kontrolowanie wiedzy bêd¹cej ich wynikiem. Obiektywnoœæ metody rozumie siê jako jej intersubiektywnoœæ, przejawiaj¹c¹ siê tym, ¿e mo¿e siê ni¹ pos³u¿yæ dowolny badacz, oraz ¿e w ka¿dym przypadku jej zastosowania uzyskuje siê takie same (w granicach dopuszczalnego b³êdu) rezultaty. Wymagania dotycz¹ce intersubiektywnoœci metody badawczej s¹ w tribologii identyczne. Za³o¿enia behawioryzmu maj¹ dla tribologii wiele wa¿nych konsekwencji. Jedn¹ z nich jest dopuszczenie dwóch wariantów praw naukowych. W pierwszym wariancie rangê praw naukowych nadaje siê jedynie uogólnieniom indukcyjnym tj. œciœle okreœlonym twierdzeniom (w tym tak¿e statystycznym), uzyskiwanym przez wnioskowanie indukcyjne z danych empirycznych i w ten sam sposób sprawdzane w doœwiadczeniu. Stanowi¹ je konstatacje zale¿noœci okreœlonego typu reakcji (zmienna zale¿na) od okreœlonego typu bodŸca (zmienna niezale¿na). Wariant drugi przyjmuje, ¿e prawem naukowym mog¹ byæ zarówno uogólnienia indukcyjne, jak i twierdzenia teoretyczne (zdania sformu³owane w kategoriach teoretycznych) nie bêd¹ce wynikiem wnioskowania indukcyjnego. Zdania te s¹ sprawdzane empirycznie, poœrednio przez testowanie wynikaj¹cych z nich konsekwencji. Prawa drugiego rodzaju to twierdzenia typu „S-O-R”, w których „O” to termin teoretyczny oznaczaj¹cy tzw. zmienn¹ poœrednicz¹c¹. Konstrukcje takie wyprzedzaj¹ praktykê eksperymentaln¹, stanowi¹c dla niej za³o¿enia podstawowe. Wprowadzenie zmiennej poœrednicz¹cej pozwala na rozdzielenie cyklu badawczego „S-R” na etap „S-O” oraz „O-R”. Mo¿liwoœæ taka jest bardzo wa¿na wtedy, kiedy z przyczyn technicznych nie mo¿na podj¹æ badañ bezpoœrednio zale¿noœci „bodziec – reakcja”. Behawiorystyczne podejœcie do badañ tribologicznych kryje w sobie wiele innych ciekawych mo¿liwoœci. Przedstawione zosta³o jako przyk³ad mo¿liwoœci adaptacji w tribologii koncepcji metodologicznych i filozoficznych, generowanych w naukach przyrodniczych. Mo¿na rozwa¿aæ takie tribologiczne adaptacje takich teoretycznych ujêæ generowanych w naukach przyrodniczych jak ewolucjonizm, determinizm i indeterminizm itp. Byæ mo¿e ich wykorzystanie przyczyni siê do sformu³owania w tribologii zdañ ogólnych, których w dyscyplinie tej jeszcze nadal brakuje.

82

TRIBOLOGIA

5-2003

ZAKOÑCZENIE Tempo rozwoju nauk przyrodniczych, szczególnie medycznych, a tak¿e postêp w nauce o materia³ach i procesach technologicznych powoduj¹, ¿e trudno jest przewidywaæ jakie bêd¹ kierunki wspó³dzia³ania tribologii z tymi naukami. Oto niektóre przyk³ady najbardziej prawdopodobnych zadañ jakie dla aplikacji wiedzy przyrodniczej bêdzie rozwi¹zywa³a tribologia. 1. Badania prowadzone nad biopr¹dami doprowadz¹ do powstania sterowanych nimi protez zastêpuj¹cych utracone lub uszkodzone koñczyny. W protezach takich bêd¹ stosowane mikrouk³ady mechaniczne, ró¿nego rodzaju wêz³y kinematyczne. W takich uk³adach wa¿n¹ rolê odgrywaæ bêd¹: ich funkcjonalnoœæ, trwa³oœæ i niezawodnoœæ. Rozwi¹zanie zwi¹zanych z tym problemów bêdzie wymaga³o znalezienia odpowiednich materia³ów i technologii ich obróbki oraz zapewnienia ich samosmarnoœci, przy zapewnieniu ich wieloletniej trwa³oœci. Zagadnienia te s¹ w pewnym sensie zbli¿one do budowania urz¹dzeñ mechanicznych w systemach informatycznych. 2. Mo¿na spodziewaæ siê tak¿e wykorzystania atrybutów tarcia (przede wszystkim oporu ruchu) w urz¹dzeniach rehabilitacyjnych. Tarcie mo¿e byæ czynnikiem obci¹¿aj¹cym w takich urz¹dzeniach, przy czym mo¿liwoœæ sterowania si³¹ tarcia daje mo¿liwoœæ p³ynnej regulacji takiego obci¹¿enia i ró¿nicowania go w zale¿noœci od potrzeb rehabilitacyjnych w odniesieniu do ró¿nych faz terapii, poszczególnych koñczyn, a nawet ich elementów. 3. Rozwijaj¹ca siê reologia œrodków smarowych i cieczy ch³odz¹cosmaruj¹cych pozwala na coraz lepszy opis zjawisk zachodz¹cych podczas eksploatacji tych substancji. Analogia miêdzy w³aœciwoœciami reologicznymi materia³ów eksploatacyjnych a takimi¿ w³aœciwoœciami cieczy wystêpuj¹cych w organizmach ¿ywych daje mo¿liwoœæ interpretacji tych drugich na podstawie wiedzy o wspólnych modelach reologicznych (np. krew i smary maziste opisywane s¹ tym samym modelem Cassona). Wymienione tu przyk³ady ewentualnego rozwoju wspó³dzia³ania miêdzy tribologi¹ a naukami przyrodniczymi nie wyczerpuj¹ (jak nale¿y s¹dziæ) wszystkich potencjalnych mo¿liwoœci poznawczych i aplikacyjnych kontaktów miêdzy tymi naukami. Rozwój ten zale¿y jednak od wzajemnego poznania problemów badawczych i aplikacyjnych przez obie strony ewentualnego partnerstwa.

5-2003

TRIBOLOGIA

83

LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Leszek W.: Procesy dyferencjacji i integracji wiedzy tribologicznej. Tribologia Nr 3/2003. Manzijj S.F., Mel”nik K.J., Klykov V.I.: Matematicheskoe modelirowanie nazrevshijj etap v izuchenii organov dvizhenija pozvonochnykh. Matematicheskie metody v biologii. „Naukova Dumka”, Kijiw 1977. Mur D.: Osnovy i primenenija triboniki. Wyd. „Mir”, Moskva 1978. Leszek W.: Nieempiryczne procedury badawcze w naukach przyrodniczych i technicznych. Wyd. ITE, Radom 1999. Kotarbiñski T.: Elementy teorii poznania, logiki formalnej i metodologii nauk. Ossolineum, Wroc³aw 1961. Zamiara K.: Behawioryzm. [w:] Filozofia a nauka. Zarys encyklopedyczny. Ossolineum, Wroc³aw 1987.

Summary Some problems of cooperation among tribology and biological science are presented in the paper. First part of paper concern interpretation posibility of tribology in selected problems of nature arid medicine. In the second part of article are described the use of biological science research methods in tribological problems.

84

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

85

Anna MATUSZEWSKA*, Marian GR¥DKOWSKI*

BADANIE ROLI DODATKÓW AW/EP W PRZEMIANACH WARSTWY WIERZCHNIEJ PRZY OBCI¥¯ENIU ZACIERAJ¥CYM

THE INFLUENCE OF AW/EP ADDITIVES ON THE SURFACE LAYER CHANGES UNDER SCUFFING LOAD

S³owa kluczowe: smarowanie, dodatki AW/EP, warstwa graniczna, warstwa wierzchnia Key words: lubrication, AW/EP additives, boundary layer, surface layer Streszczenie Badano przemiany warstwy wierzchniej roboczych powierzchni wêz³a tarcia, smarowanych kompozycjami mineralnego oleju bazowego z dodatkami AW/EP. Testy tribologiczne przeprowadzono za pomoc¹ aparatu czterokulowego przy liniowym przyroœcie obci¹¿enia, przerywaj¹c biegi przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym oraz o 400 N ni¿szym i wy¿szym od zacieraj¹cego. Stan warstwy wierzchniej badano za pomoc¹ mikrospektrofotometrii * Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

86

TRIBOLOGIA

5-2003

w podczerwieni oraz skaningowej mikroskopii elektronowej sprzê¿onej z mikroanaliz¹ rentgenowsk¹ z dyspersj¹ energii oraz rentgenowskiej spektroskopii fotoelektronów. Stwierdzono, ¿e przemiany tribochemiczne sk³adników œrodka smarowego zachodz¹ zanim zostanie osi¹gniête obci¹¿enie zacieraj¹ce. W ich wyniku, na powierzchni tarcia powstaj¹ produkty, zdolne do ochrony powierzchni. W trakcie zacierania warstwy te s¹ usuwane a warstwa wierzchnia ulega radykalnej przebudowie. Istotn¹ rolê w tych procesach odgrywa tlen i wêgiel. WPROWADZENIE W technice, w celu zmniejszenia oporów ruchu d¹¿y siê do zamiany tarcia zewnêtrznego cia³ sta³ych na tarcie wewnêtrzne cieczy – œrodka smarowego [L. 1]. Najbardziej po¿¹dane jest pe³ne rozdzielenie tr¹cych powierzchni z pomoc¹ filmu smarowego, tzw. smarowanie hydrodynamiczne (HD). Przy ma³ych prêdkoœciach ruch lub wysokich obci¹¿eniach mo¿e dochodziæ do kontaktu wystêpów nierównoœci. W takich warunkach wystêpuje smarowanie elastohydrodynamiczne (EHD) [L. 2], charakteryzuj¹ce siê tym, ¿e czêœæ obci¹¿enia normalnego jest przenoszona przez film smarowy a czêœæ przez wystêpy powierzchni. Zazwyczaj przyjmuje siê, ¿e przy smarowaniu EHD (podobnie jak HD) brak jest zu¿ywania [L. 3] i nie zachodz¹ reakcje tribochemiczne [L. 4]. Jednak ciep³o wydzielane w wyniku powstawania i niszczenia sczepieñ adhezyjnych mo¿e inicjowaæ reakcje chemiczne pomiêdzy sk³adnikami œrodka smarowego a powierzchni¹ tarcia. Zjawisko to jest charakterystyczne dla smarowania granicznego [L. 4, 5]. W warunkach rzeczywistych najczêœciej wystêpuje smarowanie mieszane. Ze wzglêdu na z³o¿onoœæ towarzysz¹cych mu zjawisk jest ono najmniej opisane [L. 6, 7]. W celu poprawy w³aœciwoœci smarnych oleju bazowego wprowadza siê do niego dodatki przeciwzu¿yciowe (AW) i przeciwzatarciowe (EP). Wiêkszoœæ stosowanych dodatków AW/EP opartych jest na organicznych zwi¹zkach siarki i fosforu, rzadziej chloru lub azotu [L. 1, 5, 8, 9]. Zwi¹zki te przy odpowiednio wysokich obci¹¿eniach i temperaturach uaktywniaj¹ siê i wchodz¹ w reakcjê z warstw¹ wierzchni¹ elementów tarcia, modyfikuj¹c j¹ i zmniejszaj¹c opory ruchu. Przyjmuje siê, ¿e zwi¹zki fosforu odpowiedzialne s¹ za redukcjê tarcia i zu¿ycia przy ni¿szych obci¹¿eniach wêz³a, zaœ zwi¹zki siarki – w warunkach ekstremalnych [L. 10, 11]. Celem pracy by³o zbadanie przemian dodatków triboaktywnych w warunkach

5-2003

TRIBOLOGIA

87

obci¹¿eñ bliskich zacieraj¹cemu i wp³ywu tych procesów na budowê chemiczn¹ warstwy wierzchniej. METODYKA BADAÑ Badania tribologiczne przeprowadzono za pomoc¹ aparatu czterokulowego T-02, prod. ITeE w Radomiu, umo¿liwiaj¹cego prowadzenie testu przy liniowym wzroœcie obci¹¿enia wêz³¹ [L. 12]. Elementy testowe stanowi³y kulki wykonane ze stali ³o¿yskowej ≤H15. Biegi testowe przerywano w chwili osi¹gniêcia obci¹¿enia zacieraj¹cego (Pt) lub przy obci¹¿eniach ni¿szym i wy¿szym o oko³o 400 N od zacieraj¹cego. Jako œrodka smarowego u¿ywano 0,5; 1,0; 2,0; 5,0 i 7,5% wag. kompozycji oleju bazowego SN 400 z dodatkiem opartym na dialkiloditiofosforanie cynku – oznaczonym symbolem D2 lub organicznych zwi¹zkach siarki i fosfor – D3 (symbolika stosowana we wczeœniejszych pracach [L. 13, 14]). Po testach badano stan warstwy wierzchniej œladów tarcia za pomoc¹ mikrospektrofotometrii w podczerwieni (FTIRM) oraz skaningowej mikroskopii elektronowej sprzê¿onej z mikroanaliz¹ rentgenowsk¹ z dyspersj¹ energii (SEM/EDS). Wybrany element testowy poddano tak¿e badaniu metod¹ rentgenowskiej spektroskopii fotoelektronów (XPS). WYNIKI BADAÑ I DYSKUSJA Efektywnoœæ przeciwzu¿yciow¹ poszczególnych kompozycji oceniano na podstawie wielkoœci œladów tarcia. Wyniki pomiarów (œrednie dla co najmniej trzech biegów wolnych od b³êdów grubych) zestawiono w Tab. 1. Jak wynika z danych Tabeli 1, zró¿nicowanie efektywnoœci dodatków obserwuje siê dopiero przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym, a szczególnie po jego przekroczeniu. Wtedy tak¿e daje siê zaobserwowaæ wp³yw stê¿enia dodatku w oleju bazowym na wielkoœæ zu¿ycia kulki.

TRIBOLOGIA

88

5-2003

Tabela 1. Zale¿noœæ œrednicy œladu od warunków tarcia oraz rodzaju i stê¿ania dodatku w oleju bazowym SN 400 Table 1. The dependence of contact zone diameter on the friction conditions, kind of additive and additive concentration in lubricant

Stê¿enia, [%] wag. 0,5 0,5 0,5 1,0 1,0 1,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 7,5 7,5 7,5

a)

Dodatek D2 Obci¹¿enie Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N

Œrednica œladu, [mm]

Stê¿enia, [%] wag.

0,46 0,79 1,17 0,51 0,74 1,13 0,50 0,57 1,44 0,53 0,92 1,52 0,53 0,94 1,17

0,5 0,5 0,5 1,0 1,0 1,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 2,0 7,5 7,5 7,5

Dodatek D3 Obci¹¿enie Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N Pt – 400 N Pt Pt + 400 N

Œrednica œladu, [mm] 0,44 0,57 0,87 0,49 0,62 0,86 0,48 0,61 0,75 0,48 0,60 0,66 0,53 0,60 0,69

b)

Rys. 1. Obrazy optyczne œladów powstaj¹cych na powierzchni kontaktu kulek testowych przed osi¹gniêciem obci¹¿enia zacieraj¹cego przy smarowaniu olejem zawieraj¹cym: a) 0,5% D2, b) 7,5% D2 Fig. 1. Images of contact zone obtained before scuffing load for balls lubricated with oil compositions with a) 0,5% D2, b) 7,5% D2

5-2003

TRIBOLOGIA

89

Œlady powstaj¹ce na powierzchni kulek przed osi¹gniêciem obci¹¿enia zacieraj¹cego (Rys. 1 – obrazy œladów w œwietle widzialnym – mikroskopia optyczna) wykazuj¹ pewne charakterystyczne cechy. Stanowi¹ je ciemne smugi, uk³adaj¹ce siê zgodnie z kierunkiem tarcia, przy czym s¹ one bardziej intensywne w strefie wejœciowej styku. Wyrazistoœæ œladów roœnie wraz ze wzrostem stê¿enia dodatku. Badania profilograficzne wykaza³y brak zu¿ycia na powierzchniach objêtych tymi œladami. Wskazuje to, ¿e stanowi¹ je zdeponowane pochodne tribochemicznych przekszta³ceñ sk³adników œrodka smarowego. WyraŸne œlady zu¿ycia pojawiaj¹ siê na powierzchni tarcia po przekroczeniu obci¹¿enia zacieraj¹cego – Rys. 2. Najpierw zu¿ycie pojawia siê w pasie œrodkowym strefy styku, a wiêc zgodnie z uk³adem naprê¿eñ, i stopniowo obejmuje ca³¹ powierzchniê kontaktu. Na Rys. 2a przedstawiono œlad powstaj¹cy na kulce przy osi¹gniêciu obci¹¿enia zacieraj¹cego, zaœ na Rys. 2b po osi¹gniêciu obci¹¿enie wiêkszego o 400 N od Pt. Ten ostatni obrazuje typowe zu¿ycie powierzchni tarcia. Zaobserwowana w czêœci przypadków redukcja wielkoœci œladów zu¿ycia wraz ze wzrostem stê¿enia dodatku nie zawsze wystêpuje. Wynika to prawdopodobnie z faktu, ¿e uzyskanie równowagi pomiêdzy niszczeniem i odtwarzaniem zmodyfikowanej warstwy wierzchniej, zwi¹zane z pe³nym uaktywnieniem dodatku, wymaga pewnego czasu. Zaœ czas ten jest uzale¿niony od rodzaju i stê¿enia dodatku. a)

b)

Rys. 2. Œlad tarcia powsta³y na kulce smarowanej olejem zawieraj¹cym 0,5% dodatku D3: a) w Pt, b) po przekroczeniu Pt Fig. 2. Images of wear scar on the balls obtained for oil compositions with 0,5% content of D2 additive a) at scuffing load, b) after exceeding of scuffing load

TRIBOLOGIA

90

5-2003

Badania za pomoc¹ FTIRM powierzchni œladów, powstaj¹cych na kulkach testowych wykaza³y obecnoœæ w nich zwi¹zków organicznych jedynie przed osi¹gniêciem obci¹¿enia zacieraj¹cego. Na Rys. 3 przedstawiono przyk³adowe widmo IR, charakterystyczne dla zwi¹zków organicznych, zaadsorbowanych w œladach tarcia. Wszystkie widma IR, niezale¿nie od rodzaju i stê¿enia dodatku w oleju, mia³y identyczny charakter. Szczegó³owa analiza widm IR nie wykaza³a obecnoœci wyjœciowych dodatków w warstwach substancji organicznych. Mo¿e to byæ wynikiem „przykrycia” ich pasm absorpcji absorpcj¹ bazy olejowej lub przekszta³ceniem dodatków w ich organiczne i nieorganiczne pochodne. Widmo IR wskazuje jednak na dominacjê w warstwie wierzchniej zwi¹zków karbonylowych, a tak¿e soli kwasów karboksylowych i zwi¹zków nienasyconych. 95

90

1541

Transmittance

1452

1738

3072

85

80

1649

2852

3282

75

2921

70

65 3500

3000

2500 2000 Wavenumber (cm-1)

1500

1000

Rys. 3. Widmo IR charakterystyczne dla produktów od³o¿onych w œladzie tarcia przed przerwaniem filmu smarowego Fig. 3. IR spectrum of organic products at contact zone before breaking down of lubricating film

Wobec braku substancji organicznych w œladach tarcia po osi¹gniêciu i przekroczeniu obci¹¿enia zacieraj¹cego dalsze badania powierzchni prowadzono za pomoc¹ SEM/EDS. Badaniom poddano œlady powsta³e po testach przy zastosowaniu œrodka smarowego zawieraj¹cego 0,5 i 5,0% do-

5-2003

TRIBOLOGIA

91

datków D2 i D3. Na Rys. 4 przedstawiono przyk³adowe widma EDS uzyskane ze œladów tarcia, powsta³ych przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym. Analiza widm EDS uzyskanych ze œladów tarcia, powsta³ych przed osi¹gniêciem Pt wykaza³a, ¿e wzrostowi stê¿ania dodatku w oleju towarzyszy zwiêkszenie iloœci pierwiastków aktywnych w œladzie. Potwierdza to wczeœniejsze przypuszczenia, ¿e ciemne smugi na powierzchni kulki s¹ produktami proa)

b)

Rys. 4. Widma EDS uzyskane ze œladów tarcia powsta³ych pod obci¹¿eniem zacieraj¹cym dla kompozycji oleju SN 400 z: a) 5% D2, b) 5% D3 Fig. 4. EDS spectra obtained at scuffing load for balls lubricated with oil compositions with: a) 5% D2, b) 5% D3

TRIBOLOGIA

92

5-2003

cesów tribochemicznych. Istotnym stwierdzeniem jest to, ¿e wzrost stê¿enia dodatku powodowa³ intensyfikacjê sygna³u charakterystycznego dla tlenu. Wskazuje to, ¿e tlen i zwi¹zki tlenowe odgrywaj¹ istotn¹ rolê w tworzeniu warstw ochronnych na powierzchniach tarcia, nawet w obecnoœci tzw. pierwiastków triboaktywnych – siarki i fosforu. Po osi¹gniêciu obci¹¿enia zacieraj¹cego nastêpuje znacz¹cy wzrost udzia³u wêgla w warstwie wierzchniej strefy tarcia. Zjawisko to mo¿na t³umaczyæ miêdzy innymi przemianami wêglowodorów podczas tarcia prowadz¹cymi a¿ do powstawania wêglików metali [L. 15]. Nie towarzyszy temu jednak wzrost udzia³u siarki i fosforu w tej warstwie przy smarowaniu wêz³a z zastosowaniem dodatku D2. Natomiast w obecnoœci dodatku D3 roœnie udzia³u tych pierwiastków w warstwie wierzchniej wraz ze wzrostem obci¹¿enia wêz³a tarcia. Ró¿nice w sposobie oddzia³ywania obu kom-

Obraz SEM

SN 400 + 5% D2 Rozk³ad S

Rozk³ad O

Obraz SEM

SN 400 + 5% D3 Rozk³ad S

Rozk³ad C

Rys. 5. Obrazy SEM i mapy rozk³adu pierwiastków w œladach tarcia powsta³ych przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym przy smarowaniu olejem zawieraj¹cych 5% D2 lub D3 Fig. 5. SEM images of wear scar and elements distribution in the wear-scar surface for 5% concentration of D2 or D3 additives

5-2003

TRIBOLOGIA

93

pozycji smarowych wynikaj¹ prawdopodobnie z ich odmiennego sk³adu chemicznego. Dodatek D2 charakteryzuje siê mniejsz¹ sumaryczn¹ zawartoœci¹ pierwiastków aktywnych (14,5% wag. S, 6,8%wag. P) w stosunku do D3 (39,7% wag. S i 0,75% wag. P). Prawdopodobnie warstwy graniczne utworzone z udzia³em D2 s¹ cieñsze oraz mniej trwa³e i s¹ usuwane podczas zacierania. Powy¿sze spostrze¿enia potwierdzaj¹ tak¿e mapy gêstoœci rozk³adu poszczególnych pierwiastków w œladach tarcia zaprezentowane na Rys. 5. W przypadku dodatku D2 zarejestrowanie map rozk³adu siarki i tlenu mo¿liwe by³o jedynie dla œladu powstaj¹cego przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym. Natomiast dla dodatku D3 obecnoœæ siarki stwierdzano w ró¿nych fazach procesu tarcia. Znaczne ró¿nice sk³adu chemicznego warstwy wierzchniej znajduj¹ odzwierciedlenie tak¿e w strukturze powierzchni tarcia, kszta³towanej przy obci¹¿eniu zacieraj¹cym. Przy smarowaniu wêz³a tarcia olejem zawieraj¹cym dodatek D2 zachodzi wiêksza deformacja plastyczna powierzchni, ni¿ w obecnoœci dodatku D3. Œwiadczy to o ni¿szej odpornoœci warstwy wierzchniej, kszta³towanej w obecnoœci dodatku D2. Œlad zu¿ycia po teœcie, w którym jako œrodek smarny stosowano 0,5%ow¹ kompozycjê SN 400 z D2 poddano badaniom metod¹ XPS. W wyniku analizy widm XPS stwierdzono obecnoœæ cynku i fosforu (z dodatku) na powierzchni tarcia. Ponadto wystêpuje w nim tak¿e tlen i wêgiel w iloœciach kilkakrotnie wiêkszych ni¿ poza œladem tarcia. Nie stwierdzono natomiast obecnoœci siarki. Mo¿e to wskazywaæ, ¿e warstwy zwi¹zków siarki zosta³y usuniête z powierzchni tarcia w fazie zacierania. Usuniêcie warstwy wierzchniej w wyniku trawienia jonowego wykaza³o, ¿e pierwiastki charakterystyczne dla dodatku – poza wêglem – ulokowane s¹ jedynie w niej. W miarê usuwania kolejnych warstw stwierdzono spadek zawartoœci wêgla lecz jego iloœæ by³a wy¿sza ni¿ poza œladem tarcia. Podobnie jak w przypadku wêgla, w kolejnych warstwach materia³u zmniejsza³a siê tak¿e zawartoœæ tlenu. Badanie struktury widm XPS w pasmach charakterystycznych dla ¿elaza, chromu i manganu wskaza³o, ¿e w warstwach, w których obecny jest tlen, metale te wystêpuj¹ zarówno w postaci wolnej jak i tlenków. W oparciu o dane uzyskane metodami SEM/EDS, FTIRM oraz XPS mo¿na wnioskowaæ, ¿e powierzchnie tarcia by³y chronione nie tylko przez warstwy utworzone z udzia³em pierwiastków triboaktywnych, pochodz¹cych z dodatku, ale tak¿e przez zwi¹zki tlenu i wêgla, bêd¹ce pochodnymi utleniania i przemian sk³adników bazy olejowej i dodatku. Tlen i wêgiel

TRIBOLOGIA

94

5-2003

migruj¹ w g³¹b materia³u z powierzchni tarcia i reaguj¹ ze sk³adnikami stali w wyniku czego w g³êbszych warstwach powstaj¹ tlenki i wêgliki metali, wchodz¹cych w sk³ad stali. Natomiast triboaktywne sk³adniki dodatków, takie jak siarka i fosfor modyfikuj¹ warstwê wierzchni¹ sprzyjaj¹c dyssypacji energii tarcia. Fakty te wskazuje na kluczow¹ rolê tlenu i wêgla w kszta³towaniu w³aœciwoœci powierzchni tarcia, nawet w obecnoœci typowych pierwiastków triboaktywnych. PODSUMOWANIE I WNIOSKI W wyniku przeprowadzonych badañ stwierdzono, ¿e zwi¹zki wchodz¹ce w sk³ad œrodków smarowych ulegaj¹ przemianom tribochemicznym na skutek tarcia, modyfikuj¹c powierzchnie tarcia w wyniku reakcji ze sk³adnikami stali. Modyfikacja powierzchni w strefie styku nastêpuje jeszcze przed osi¹gniêciem obci¹¿enia zacieraj¹cego. Polega ona na wytworzeniu na powierzchni warstwy sk³adaj¹cej siê z mieszaniny substancji organicznych i nieorganicznych, bêd¹cych pochodnymi pierwiastków aktywnych z dodatku smarnego oraz produktów oksydacji wêglowodorów wchodz¹cych w sk³ad œrodka smarowego. Prawdopodobnie tej warstwie mo¿na przypisaæ ochronê wêz³a w fazie smarowania HD i EHD. Wzrost stê¿enia tlenu w warstwie wierzchniej wraz ze zwiêkszeniem stê¿enia dodatku triboaktywnego, œwiadczy o istotnym udziale tlenu w kszta³towaniu warstw ochronnych na powierzchni tarcia. Mo¿na przypuszczaæ, ¿e tlen i jego zwi¹zki s¹ prekursorami tribochemicznych przemian warstwy wierzchniej. Stwierdzono tak¿e, ¿e w momencie osi¹gniêcia obci¹¿enia zacieraj¹cego (przerwanie filmu smarowego) gwa³townie roœnie udzia³ wêgla w warstwie wierzchniej. Œwiadczy to o jego istotnym udziale w modyfikacji warstwy wierzchniej. LITERATURA 1. 2. 3. 4.

Ka³doñski T.: Tribologia i p³yny eksploatacyjne. Cz. 1. Wybrane problemy tribologii. WAT, Warszawa 1995. Dowson D., Higginson G. R.: A numerical solution to the elastohydrodynamic problem. Journal of Mechanical Engineering Science 1959, 1 (1), 6–15. Nosal S.: Tribologiczne aspekty zacierania wêz³ów œlizgowych. Wyd. Politechniki Poznañskiej, Poznañ 1998. Bhushan B. (red.): Modern Tribology Handbook. Vol. I, Principles of Tribology. CRC Press, Boca Raton, London, New York, Washington 2001.

5-2003 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15.

TRIBOLOGIA

95

Chichinadze A. V. (red.): Osnovy tribologii (trenie, iznos, smazka). Nauka i Tekhnika, Moskva 1995. Guangteng G., Spikes H. A.: Boundary Film Formation by Lubricant Base Fluids. Tribology Transaction 1996, 39 (2), 448–454. Spikes H. A., Olver A. V.: Basics of Mixed Lubrication. Materia³y konferenth cyjne: 13 International Colloquium Tribology, Esslingen 2002, 19–29. Liston T. V.: Engine lubbricant additives, what they are and how they function. Lubrication Engineering 1992, vol. 48, nr 5, 389-397. Khorramian B. A., Iyer G. R., Kodali S., Natarajan P., Tupil R.: Review of antiwear additives for crancase oils. Wear 1993, vol. 169, 87-95. Stachowiak G. W., Batchelor A. W.: Engineering tribology. Elsevier, London, New York, Tokyo, Amsterdam 1993. Torrance A. A., Morgan J. E., Wan G. T. Y.: An additive’s influence on the pitting and wear of ball bearing steel. Wear 1996, vol. 192, 66–73. Piekoszewski W., Szczerek M., Tuszyñski W.: Method for Scuffing Propagation Assessment. Tribotest Journal 2001, 7–3, 219–227. Matuszewska A., Gr¹dkowski M., Szczerek M.: Wp³yw aktywnych pierwiastków w dodatkach AW/EP na trwa³oœæ warstwy granicznej i wierzchniej. Tribologia 2002, 2, 447–460. Matuszewska A., Gr¹dkowski M.: Oddzia³ywanie dodatków typu AW/EP na wybrane w³aœciwoœci systemu tribologicznego. Przyjêty do druku w 1/2003 Problemów Eksploatacji. Makowska M.: Badanie tribochemicznych przemian wêglowodorów alifatycznych w warunkach tarcia (rozprawa doktorska). Uniwersytet £ódzki, Wydzia³ Fizyki i Chemii, £ódŸ 2001.

Recenzent: Witold PIEKOSZEWSKI Summary The authors investigated the influence of AW/EP additive compositions in mineral base oil on the changes of a surface layer under scuffing conditions. The tribological tests were carried out with the use of four-ball extreme-pressure tester employing a method with continuously increasing of load. The runs have been stopped at scuffing load (Pt) and at loads about 400 N higher and lower from Pt. The analyses of surface were performed with the use of IR microspectrophotometry, scanning electron microscopy with energy dispersion spectrometry and X-ray photoelectron spectroscopy. It has been stated that the

96

TRIBOLOGIA

5-2003

tribochemical reactions of steel surface and lubricant proceed at loads lower from a scuffing load. The protective layers are formed on the surface layer as a result of these reactions. The protective layers are removed during scuffing and surface layer undergoes a radical change at contact zone. The oxygen and carbon plays an important role in these processes.

5-2003

TRIBOLOGIA

97

Remigiusz MICHALCZEWSKI*, Witold PIEKOSZEWSKI*, Marian SZCZEREK*

WP£YW DODATKÓW TYPU AW/EP NA POWIERZCHNIOW¥ TRWA£OŒÆ ZMÊCZENIOW¥ ELEMENTÓW Z POW£OK¥ TiN

THE EFFECT OF AW/EP ADDITIVES ON ROLLING CONTACT FATIGUE OF TiN COATED PARTS

S³owa kluczowe: pitting, powierzchniowa trwa³oœæ zmêczeniowa, dodatki typu AW/EP, pow³oka TiN Keywords pitting, rolling contact fatigue, AW/EP additives, TiN coating Streszczenie W wyniku naniesienia na elementy tr¹ce twardej, cienkiej pow³oki TiN uzyskiwany wzrost odpornoœci na zacieranie wêz³a tarcia wi¹¿e siê z niebezpieczeñstwem zmniejszenia jego powierzchniowej trwa³oœci zmêcze* Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

98

TRIBOLOGIA

5-2003

niowej, czyli skrócenia czasu do wyst¹pienia formy zu¿ywania zwanej pittingiem. W pracy przedstawione zosta³y wyniki badañ powierzchniowej trwa³oœci zmêczeniowej elementów z pow³ok¹ TiN przeprowadzone zgonie z norm¹ IP 300/82. Wêze³ tarcia smarowano olejami zawieraj¹cymi pakiety dodatków typu AW lub EP. Œlady tarcia poddano obserwacji z u¿yciem skaningowego mikroskopu elektronowego oraz mikroskopii optycznej. Przeprowadzono analizê sk³adu warstwy wierzchniej technik¹ EDS. Z przeprowadzonych badañ tribologicznych wynika, ¿e dodatki smarnoœciowe typu AW i EP mog¹ powodowaæ wzrost powierzchniowej trwa³oœci zmêczeniowej elementów pokrytych pow³ok¹ TiN. WPROWADZENIE Wysokoobci¹¿one elementy maszyn nara¿one s¹ szczególnie na dwie formy zu¿ywania o du¿ej intensywnoœci. S¹ to zacieranie oraz powierzchniowe zu¿ycie zmêczeniowe – pitting. Jedn¹ z mo¿liwoœci zwiêkszenia odpornoœci na zacieranie wysokoobci¹¿onych wêz³ów tarcia jest stosowanie olejów z dodatkami smarnoœciowymi typu AW (przeciwzu¿yciowe) lub EP (przeciwzatarciowe). Wzrost odpornoœci na zacieranie wêz³a tarcia mo¿liwy jest tak¿e poprzez technologiczn¹ modyfikacjê warstwy wierzchniej elementów tr¹cych, np. przez pokrycie ich tward¹, cienk¹ pow³ok¹. Obserwowana w ostatnich latach tendencja rozwoju technik otrzymywania pow³ok przeciwzu¿yciowych wskazuje, ¿e najwiêksze mo¿liwoœci stwarzaj¹ metody fizycznego osadzania z fazy gazowej z udzia³em plazmy (PAPVD – Plasma Assisted Physical Vapour Deposition). Redukcja zu¿ycia w tym przypadku wynika ze zmniejszenia powinowactwa materia³ów warstw wierzchnich wspó³pracuj¹cych elementów, a przez to ograniczenia sk³onnoœci do sczepieñ adhezyjnych. Modyfikacja ta pozwalaj¹ca na wzrost odpornoœci na zacieranie wêz³a tarcia [L. 1÷5], wi¹¿e siê z niebezpieczeñstwem zmniejszenia powierzchniowej odpornoœci zmêczeniowej czyli skróceniem czasu do wyst¹pienia pittingu. W literaturze dotycz¹cej tematu znajdujemy doniesienia wskazuj¹ce na mo¿liwoœæ zachowania, a nawet zwiêkszenia odpornoœci na pitting elementów w wyniku pokrycia ich cienkimi, twardymi pow³okami [L. 6÷12]. Praktycznie pomijany, ale nie bez znaczenia jest wp³yw rodzaju œrodka smarowego na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów z po-

5-2003

TRIBOLOGIA

99

w³okami. Do smarowania wysokoobci¹¿onych stalowych wêz³ów tarcia (kó³ zêbatych, ³o¿ysk) stosuje siê oleje smarowych z pakietem dodatków przeciwzu¿yciowych (AW) oraz przeciwzatarciowych (EP). Ich wp³yw na pitting elementów stalowych zale¿ny jest od rodzaju i stê¿enia dodatków [L. 13]. Stanowi to powa¿ne ograniczenie w praktycznej aplikacji pow³oki TiN na elementy tr¹ce czêœci maszyn. OBIEKTY I METODY BADAÑ Jako olej bazowy do smarowania wêz³a tarcia zastosowano mineralny olej referencyjny bez dodatków smarnoœciowych RL-144/4 [L. 1]. Do badania wp³ywu dodatków smarnoœciowych wybrano pakiet dodatków przeciwzu¿yciowych AW (zawieraj¹cy metaloorganiczne zwi¹zki zawieraj¹ce cynk, siarkê i fosfor) oraz pakiet dodatków przeciwzatarciowych EP (na bazie zwi¹zków siarkowo-fosforowych). Przygotowano kompozycje oleju referencyjnego z 3% dodatkiem AW i 5% dodatkiem EP. Trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów stalowych z pow³ok¹ TiN charakteryzowano za pomoc¹ tzw. trwa³oœci 10% i 50% oznaczonych L10 i L50. Jest to czas eksploatacji tocznych wêz³ów tarcia (smarowanych badanym olejem), w którym odpowiednio 10% lub 50% ich populacji ulega uszkodzeniu. Elementami testowymi by³y kulki ³o¿yskowe o œrednicy nominalnej 1/2", wykonywane ze stali ³o¿yskowej £H15 w klasie dok³adnoœci 16 wed³ug PN-83/M-86452. Chropowatoœæ powierzchni przed procesem osadzania pow³oki TiN charakteryzowana parametrem Ra wynosi³a 0,032 µm, a twardoœæ 60÷65 HRC. Pow³okê TiN gruboœci ok. 2,0+0,25 µm, osadzono na stalowych elementach testowych w procesie PVD, metoda ³ukowo-pró¿niow¹1. Proces osadzania zosta³ przeprowadzony poni¿ej temperatury wyst¹pienia przemian w materiale pod³o¿a (poni¿ej 200°C). Badanie trwa³oœci przeprowadzono z u¿yciem zmodernizowanego aparatu czterokulowego T-03 produkcji ITeE. Badanie polega na przeprowadzeniu, przy sta³ym zadanym obci¹¿eniu i sta³ej prêdkoœci obrotowej biegu czterech stalowych kulek wspó³pracuj¹cych tocznie (Rys. 1) w obecnoœci œrodka smarowego, przy czym kul1

Proces wykonano za pomoc¹ urz¹dzenia MZ 383 w Zak³adzie Technologii Warstwy Wierzchniej Instytutu Technologii Eksploatacji w Radomiu

100

TRIBOLOGIA

5-2003

ka górna pokryta by³a pow³ok¹ TiN, natomiast dolne by³y bez pow³oki. Rejestrowano sygna³ charakteryzuj¹cy poziom drgañ generowanych w badanym wêŸle. Badania koñczy³y siê automatycznie – z chwil¹ przekroczenia przez wêze³ tarcia dopuszczalnego wzrostu poziomu drgañ wywo³anych powstaniem na powierzchni jednej z kul wykruszenia zmêczeniowego (pittingu).

Rys. 1. Schemat wêz³a tarcia zmodernizowanego aparatu czterokulowego: 1-kulka górna, 2-kulki dolne, 3-bie¿nia Fig.1. Schematic diagram of modified four-ball tribosystem: 1-upper ball, 2-lower balls, 3- ball race

Badanie przeprowadzono dla sta³ych warunków zgodnie z norm¹ IP 300/82: – prêdkoœæ obrotowa wrzeciona: 1450 ±50 obr/min, – obci¹¿enie wstêpne wêz³a: 981 N (100 kg), – obci¹¿enie wêz³a: 3924 N (400 kg), – temperatura otoczenia: 20 ±5°C, – sposób czyszczenia kulek: mycie w benzynie ekstrakcyjnej. Badania kontynuowano do osi¹gniêcia dla danego œrodka smarowego 24 pozytywnych biegów, tj. takich, które zakoñczone zosta³y wyst¹pieniem pittingu na kulce górnej i notowano ich czasy. Do ka¿dego biegu u¿ywano 4 nowe kulki, œwie¿¹ próbkê badanego œrodka smarowego oraz nieuszkodzon¹ bie¿niê, której stan analizowano za pomoc¹ lupy lub mikroskopu optycznego. Wyniki przedstawiono w formie wykresów Weibulla sporz¹dzanego wed³ug procedur podanych w normie IP 300/82. Z wykresu odczytywano wskaŸniki L10 i L50. Do analizy œladu tarcia zastosowano mikroskopu optycznego MM-40/L3FA (firmy Nikon) wraz z systemem akwizycji i analizy cyfrowej obrazu MultiScan.

5-2003

TRIBOLOGIA

101

Obserwacje mikroskopowe prowadzono z u¿yciem skaningowego mikroskopu elektronowego S-2460N (firmy Hitachi) wraz z mikroanalizatorem rentgenowskim Voyager 3050 (produkcji Noran Instruments). W warunkach pomiarowych, tzn. przy napiêciu przyœpieszaj¹cym 15 kV, k¹cie odbioru 25° i gêstoœci stali £H15 7,6 g/cm3 œrednica strefy wzbudzenia wynosi ok. 0,7 µm. Zatem do analizy materia³ów pow³okowych o gruboœci wiêkszej, ni¿ œrednica strefy wzbudzenia wykorzystano klasyczne procedury obowi¹zuj¹ce dla materia³ów litych. WYNIKI BADAÑ Ja widaæ na zdjêciach (Rys. 2a, b, c) elementów pokrytych cienkimi twardymi pow³okami uszkodzenie zmêczeniowe (pitting) ma wielokrotnie wiêksz¹ g³êbokoœæ ni¿ gruboœæ pow³oki (Rys. 2). Charakter uszkodzeñ widocznych na zdjêciach – wskazuje na mechanizm inicjacji pêkniêcia zmêczeniowego (pittingu) od stalowego pod³o¿a – w punkcie Bielajewa. a)

b)

c)

Rys. 2. Uszkodzenie zmêczeniowe na kulce pokrytej pow³ok¹ TiN dla ró¿nych œrodków smarowych: a) olej bazowy, b) olej bazowy z dodatkiem AW, c) olej bazowy z dodatkiem EP Fig. 2. Typical images of pitting defects on TiN covered steel balls lubricated with: a) base oil, b) base oil with AW additive, c) base oil with EP additive

102

TRIBOLOGIA

5-2003

Cykliczny proces obci¹¿ania, determinuj¹cy wystêpowanie znacznych naprê¿eñ stycznych nie powoduje ³uszczenia warstwy TiN na nieuszkodzonym obszarze œladu tarcia. Dowodem potwierdzaj¹cym obecnoœæ ci¹g³ej pow³oki TiN na powierzchni œladu tarcia jest analiza rozk³adu powierzchniowego tytanu obecnego w pow³oce i ¿elaza – g³ównego sk³adnika pod³o¿a (Rys. 3). Stê¿enie tytanu na œladzie i poza jest w zasadzie jednakowa. W miejscach gdzie nast¹pi³ pitting ujawnia siê pod³o¿e – najintensywniejszy sygna³ otrzymujemy od Fe. W obrêbie pow³oki widoczny jest sygna³ pochodz¹cy od ¿elaza wynikaj¹cy ze faktu wzbudzenia pierwiastków pod³o¿a – le¿¹cych pod pow³ok¹. Zatem, w trakcie ca³ego biegu badawczego a¿ do chwili wyst¹pienia uszkodzenia pittingowego TiN tworzy ci¹g³¹ pow³okê. Fe

Ti

N

Rys. 3. Obraz SEM oraz powierzchniowy pierwiastków na powierzchni œladu zu¿ycia kulki pokrytej pow³ok¹ TiN oraz analiza rentgenowska rozk³adu powierzchniowego Fe, Ti i N (15 kV) Fig. 3. SEM image of the wear scar and X-ray (EDS) map for Fe, Ti and N for steel balls covered with TiN coating (15 kV)

5-2003

TRIBOLOGIA

103

Prawdopodobieñstwa wyst¹pienia uszkodzenia na kulce górnej (pokrytej pow³ok¹ TiN) w funkcji czasu przy smarowaniu baz¹ oraz olejami z dodatkami zosta³y zmieszczone na Rys. 4.

Prawdopodobie ñstwo pittingu

100% 90%

baza (TiN)

80%

baza + 3% A W (TiN)

70%

baza + 5% E P (TiN)

60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 10

100

1000

10000

Czas do wyst¹pie nia pittingu [min]

Rys. 4. Porównanie prawdopodobieñstw wyst¹pienia uszkodzenia dla oleju bazowego oraz oleju bazowego z dodatkami AW i EP Fig. 4. Fatigue life for base oil and base oil with AW and EP additives

Dla ka¿dego œrodka smarowego wyznaczono parametry L10 i L50 (Rys. 5). 600 L10

L 10 , L50 [min]

500

L50

460,3 403,8

400

346,4

347,1

270,3

300 200 108,4

100 0

baz a

baz a + 3% AW

baz a + 5% EP

Rys. 5. Porównanie parametrów L10 i L50 dla oleju bazowego oraz oleju bazowego z dodatkami AW i EP Fig. 5. L10 and L50 lives for base oil and base oil with AW and EP additives

104

TRIBOLOGIA

5-2003

Pow³oka TiN o gruboœci 2 µm niekorzystnie wp³ynê³a na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ pokrytych elementów. Obecnoœæ dodatków w oleju korzystnie wp³ynê³a na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów z pow³ok¹ TiN. W wyniku ich zastosowania nast¹pi³ wzrost powierzchniowej trwa³oœci zmêczeniowej charakteryzowany parametrem L10 (dla dodatku typu AW o 150%, dla dodatku typu EP o 220%). Natomiast wartoœæ parametru L50 dla oleju z dodatkiem AW zmala³a a dla oleju z dodatkiem typu EP wzros³a. Nie znaleziono zwi¹zku pomiêdzy detektowanymi technik¹ EDS produktami reakcji tribochemicznych a trwa³oœci¹ zmêczeniow¹. Dla oleju z dodatkiem typu przeciwzu¿yciowego (AW) zidentyfikowano pierwiastki pochodz¹ce z pow³oki (Ti, N) oraz pochodz¹ce z dodatku smarnoœciowego (Zn, S, P) – Rys. 6.

Rys. 6. Widmo rentgenowskie z powierzchni œladu tarcia elementu pokrytego pow³ok¹ TiN (15 kV, olej RL-144/4 + 3%AW) Fig. 6. EDS spectrum from wear track of TiN covered steel specimen (15 kV, oil RL144/ /4+3%AW)

Dla dodatku EP w obrêbie œladu tarcia zidentyfikowano œladowe iloœci siarki i fosforu pochodz¹ce z dodatków smarnoœciowych (Rys. 7). Œladowe iloœci S i P przy identyfikowanej znacznej iloœci Fe sugeruj¹, ¿e w warunkach tarcia tocznego (odmiennie ni¿ w przypadku tarcia œlizgowego) dodatki typu EP nie modyfikuj¹ warstwy wierzchniej.

5-2003

TRIBOLOGIA

105

Rys. 7. Widmo rentgenowskie z powierzchni œladu tarcia elementu pokrytego pow³ok¹ TiN (15 kV, olej RL-144/4 + 5%EP) Fig. 7. EDS spectrum from wear track of TiN covered steel specimen (15 kV, oil RL144/ /4+5%EP)

PODSUMOWANIE Pow³oki TiN pomimo licznych zalet (dobra adhezja do pod³o¿a, wysoka twardoœæ zapewniaj¹ca odpornoœæ na œcieranie, wystarczaj¹ca ci¹gliwoœæ by unikn¹æ ³uszczenia, odpornoœæ chemiczna i inne) wci¹¿ stosowane s¹ jedynie w ograniczonym zakresie na smarowane elementy pracuj¹ce stykowo. Wynika to g³ównie z faktu ich negatywnego oddzia³ywania na pitting. Wyniki przeprowadzonych badañ tribologicznych wskazuj¹, ¿e oleje smarowe z dodatkami typu AW i EP wp³ywaj¹ korzystnie na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów pokrytych pow³ok¹ TiN. Zatem nie stanowi to przeszkody w aplikacji na istniej¹ce rozwi¹zania konstrukcyjne maszyn i urz¹dzeñ smarowanych olejami o wysokich klasach jakoœciowych. Praktyczne zastosowanie pow³oki TiN na elementy pracuj¹ce stykowo wymaga rozwi¹zania problemu technologicznej optymalizacji pow³oki (gruboœæ, adhezja, przygotowanie pod³o¿a, stan naprê¿eñ itp.), maj¹cej na celu uzyskanie pow³oki o porównywalnej do elementów stalowych odpornoœci na pitting.

TRIBOLOGIA

106

5-2003

LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10.

11.

12. 13.

Michalczewski R.: Badania tribologiczne elementów z pow³okami przeciwzu¿yciowymi, tworz¹cych smarowany styk skoncentrowany. Rozprawa Doktorska. £ódŸ 2002. Michalczewski R., Szczerek M.: Wp³yw pow³ok przeciwzu¿yciowych nak³adanych na elementy tr¹ce na noœnoœæ warstwy smarowej. Tribologia. 2000, nr 1, s. 111÷119. Holmberg K., Matthews A.: Coating Tribology. Elsevier. Amsterdam 1994. Hedenqvist P., Hansson G.: PVD-coating of machine components. Materia³y 8 Miêdzynarodowej Konferencji NORDTRIB’98. Ebeltoft 1998, s. 943÷948. Boving, H., Hintermann, H.E., Begelinger, A., DE Gee, A.W.J.: Load-carrying capacity of lubricated steel point contacts coated by chemical vapour deposition. Wear. 1983, nr 88, s. 13÷22. Hultman A., Sjostrom H.: Hard coating for heavy bearing duty. Evolution. 1998, nr 3. http://evolution/skf.com Berrios J. A., Teer D. G., Puchi-Cabrera E. S.: Fatigue properties of a 316 L stainless steel coated with different TiN deposits. Surface and Coating Techx nology. 2001, nr 148, s. 179÷190. Chang T. P., Heng H. S.: The influence of coating thickness on lubricated rolling contact fatigue life. Surface and Coating. 1990, nr 43/44, s. 699÷708. Kuhn M., Gold P. W., Assmann C., Loos J.: Influences on the durability of th PVD-coatings in roller bearings. 13 International Colloquium Tribology. Esslingen, Niemcy, 2002. Bouzakis K. D., Vidakis N., Lontos A., Mitsi S., David K.: Implementation of low temperature-deposited coating fatigue parameters in commercial roller bearing catalogues. Surface and Coatings Technology. 2000, nr 133–134, s. 489÷496. Polonsky I. A., Chang T. P., Keer L. M., Sproul W. D.: A study of rollingcontact fatigue of bearing steel coated with physical vapour deposition TiN films: Coating response to cyclic contact stress and physical mechanisms underlying coating effect on the fatigue life. Wear. 1998, nr 215, s. 191÷204. Bouzakis K. D., Vidakis N., Mitsi S: Fatigue prediction of thin hard coatings on the steel races of hybrid bearings used in high speed machine tools spindles. Journal of Tribology. 1998, nr 120, s. 835÷842. Rico J. E., Battez A. H., Cuervo D. G.: Rolling contact fatigue in lubricated contacts. Tribology International. 2003, nr 36, s. 35÷40.

Recenzent: Janusz JANECKI

5-2003

TRIBOLOGIA

107

Summary The results of rolling contact fatigue tests of TiN coated specimens were presented and discussed. TiN coating was deposited using arc-vacuum technique. This coating is commonly applied to increase the resistance to scuffing of lubricated machine parts. The aim of research was to estimate the effect of antiwear (AW) and extreme pressure (EP) oil additives on fatigue life of TiN coated parts. The tests were performed using four ball tester according to IP 300/87 standard. The worn surfaces were observed employing optical microscopy, SEM and analysed using EDS technique. The obtained results indicate that it is possible to increase fatigue life of TiN coated parts trough selection of lubricating additives.

108

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

109

Jaros³aw MOLENDA*, Marian GR¥DKOWSKI*

TRIBOCHEMICZNE ODDZIA£YWANIA POMIÊDZY DIALKILODITIOFOSFORANEM CYNKU ORAZ 3-ALLILOKSY-1,2-PROPANODIOLEM

TRIBOCHEMICAL INTERACTIONS BETWEEN ZINC DIALKYLDITHIOPHOSPHATE AND 3-ALLYLOXY-1,2-PROPANDIOL

S³owa kluczowe Dodatki przeciwzu¿yciowe, przemiany tribochemiczne, synergizm Key-words Antiwear additives, tribochemical changes, synergism Streszczenie Zbadano przemiany tribochemiczne binarnego uk³adu dodatków uszlachetniaj¹cych: dilalkiloditiofosforanu cynku i 3-alliloksy-1,2-propanodiolu w modelowej wêglowodorowej bazie olejowej. Zaobserwowano synergizm ich dzia³ania przeciwzu¿yciowego, który wynika z charakteru powstaj¹cych warstw granicznych. Zidentyfikowano budowê chemiczn¹ zwi¹zków * Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

110

TRIBOLOGIA

5-2003

wchodz¹cych w sk³ad warstwy granicznej. Stwierdzono obecnoœæ w nich m.in. alkoholi, kwasów karboksylowych, karboksylanów, kompleksów fosforanowych a tak¿e zwi¹zków nieorganicznych, w szczególnoœci tlenków i wêglików ¿elaza. WPROWADZENIE Dialkiloditiofosforan cynku jest czêsto stosowanym dodatkiem uszlachetniaj¹cym do olejów smarowych. Wykazuje on w³aœciwoœci przeciwutleniaj¹ce, przeciwzu¿yciowe, przeciwkorozyjne ju¿ przy niewielkich stê¿eniach (1-2% m/m) a tak¿e dobr¹ stabilnoœæ termiczn¹ [L. 1–5]. Nie bez znaczenia jest jego wzglêdnie niska cena. Stwierdzono [L. 6–8], ¿e 3-alliloksy-1,2-propanodiol wykazuje siê wysok¹ zdolnoœci¹ redukcji zu¿ycia elementów wêz³a tarcia. Jest wiêc potencjalnym nietoksycznym dodatkiem przeciwzu¿yciowym nale¿¹cym do grupy tzw. dodatków CHO, nie zawieraj¹cych pierwiastków szkodliwych ekologicznie. Jednak jego w³aœciwoœci tribologiczne badano w postaci indywidualnego roztworu w rozpuszczalniku wêglowodorowym. Celowe jest zatem zbadanie interakcji 3-alliloksy-1,2-propanodiol z typowymi dodatkami (np. dialkiloditiofiosforanem cynku), które mog¹ zmieniaæ efektywnoœæ tribologiczn¹ zwi¹zku aktywnego. CZÊŒÆ DOŒWIADCZALNA W eksperymentach stosowano kompozycje smarowe, zawieraj¹ce 1% m/m 3-allioksy-1,2-propanodiolu i 2% m/m ZDDP w n-heksadekanie (C16), jako modelowej bazie olejowej. Sk³ad kompozycji modelowej ustalono w oparciu o analizê danych literaturowych [L. 8] oraz rezultatów prac w³asnych [L. 9]. Badania smarnoœci kompozycji modelowych przeprowadzono za pomoc¹ testera T-11, prod. ITeE w Radomiu [L. 10], w nastæpujàcych warunkach: struktura wæz³a tarcia – kula-tarcza (¼?), uk³ad materiaùowy – stalstal (ÙH 15, 60 HRC), obciàýenie wæzùa – 9,81 N, prædkoúã poúlizgu – 0,25 m/s, droga tarcia – 500 m. Testy tribologiczne przeprowadzono w temperaturze 80ºC. W tych warunkach, oprócz inicjowania reakcji tribochemicznych przez egzoelektrony, mog¹ zachodziæ procesy podtrzymywane termicznie [L. 11–13]. W³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe kompozycji smarowej okreœlano na podstawie wielkoœci œladu zu¿ycia na kulkach. Jako

5-2003

TRIBOLOGIA

111

wynik przyjmowano œredni¹ arytmetyczn¹ z trzech testów, nie obarczonych b³êdem grubym. Do badania struktury chemicznej produktów triboreakcji zastosowano skaningow¹ mikroskopiê elektronow¹ (SEM) sprzê¿on¹ z mikroanalizatorem rentgenowskim (EDS) – powiêkszenie 40x lub 2000x, napiêcie przyspieszaj¹ce 40 keV, k¹t odbioru 25o, mikrospektrofotometriê w podczerwieni (FTIR) – rozdzielczoœæ 4 cm-1, widma odbiciowe, 30 skanów dla ka¿dego punktu oraz rentgenowsk¹ spektroskopiê fotoelektronów (XPS) – Ÿród³o Al monochromatyczne, o nominalnej mocy 300 W. Elementy wêz³a tarcia przed analizami przemywano n-heksanem, a nastêpnie suszono pod obni¿onym ciœnieniem. WYNIKI I ICH DYSKUSJA Rezultaty badañ tribologicznych przedstawiono na Rys. 1. 0,6

Œrednica skazy [mm]

0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 C16

C16+ZDDP

C16+AW

C16+AW+ZDDP

Rys. 1. Wp³yw sk³adu kompozycji smarowej na zu¿ycie kulki w temperaturze 80°C Fig. 1. Influence of lubricant composition on the ball wears at 80°C

Jak wynika z danych przedstawionych na Rys. 1, w temperaturze 80°C obserwuje sie wy¿sze oddzia³ywanie przeciwzu¿yciowe kompozycji binarnej w n-heksadekanie ni¿ pojedynczych dodatków. Efekt synergiczny mo¿e wynikaæ ze zintensyfikowania przemian tribochemicznych, w wyniku których powstaj¹ produkty stabilizuj¹ce warstwê graniczn¹. Powstawanie warstw ochronnych na powierzchni tarcia potwierdza obraz SEM fragmentu powierzchni tarczy, przedstawiony na Rys. 2a. Sk³ad pierwiastko-

TRIBOLOGIA

112

5-2003

wy tej warstwy zbadano za pomoc¹ EDS, a uzyskane widmo przedstawiono na Rys. 2b. a)

b)

Rys. 2. Wyniki badañ SEM/EDS produktów przemian tribochemicznych przebiegaj¹cych z udzia³em ZDDP+AW a) obraz SEM (pow. 2000x), b) widmo EDS Fig. 2. SEM/EDS analysis of tribochemical products forming during friction lubricated with AW+ZDDP: a) SEM image (2000x), b) EDS spectrum

W warstwie zdeponowanej na powierzchni tarcia stwierdzono obecnoœæ: ¿elaza, cynku, chromu, krzemu, wêgla, tlenu, fosforu i siarki – widmo EDS, Rys. 2b. Tak wiêc w warstwie tej znajduj¹ siê pierwiastki pochodz¹ce z dialkiloditiofosforanu cynku i 3-alliloksy-1,2-propanodiolu oraz metalu pod³o¿a (krzem, ¿elazo, chrom). Wysoka intensywnoœæ sygna³u wêgla wskazuje na obecnoœæ tak¿e produktów organicznych. Potwierdzaj¹ to wyniki badania widma FTIR (Rys. 3) warstwy zdeponowanej na powierzchni tarcia. Przedstawione widmo charakteryzuje siê rozmytymi pa-

5-2003

TRIBOLOGIA

113

smami, co sugeruje nak³adanie siê sygna³ów, pochodz¹cych od drgañ zbli¿onych struktur cz¹steczkowych. W zwi¹zku z tym przeprowadzono matematyczn¹ dekonwolucjê pasm [L. 14] w zakresie 1860–1500 cm-1 (Rys. 4) i 1160–880 cm-1 (Rys. 5).

Rys. 3. Widmo FTIR produktów przemian tribochemicznych, zdeponowanych na powierzchni tarcia w obecnoœci kompozycji C16+AW+ZDDP w temp. 80°C Fig. 3. FTIR spectrum of tribochemical products layered on the friction surface lubricated with C16+AW+ZDDP at 80°C

38

36

1541

1613

30

1556

32 1668

Transmittance

34

28

26

172

24 1850

1800

1750

1700 1650 Wavenumber (cm-1)

1600

1550

1500

Rys. 4. Rezultat dekonwolucji pasma w zakresie liczb falowych 1860-1500 cm-1 Fig. 4. Deconvolution of 1860-1500 cm-1 band

TRIBOLOGIA

114

5-2003

Analiza rozdzielonych pasm widma FTIR wykazuje obecnoœæ zwi¹zków karbonylowych: aldehydów i kwasów karboksylowych (1720 cm-1). Brak jest natomiast ketonów. Oznacza to, ¿e nast¹pi³o rozerwania wi¹zania C-C w 3-alliloksy-1,2-propanodiolu przy wêglu zwi¹zanym z grup¹ hydroksylow¹ w pozycji 2. W warstwie produktów triboreakcji obecne s¹ karboksylany – pasmo przy 1556 cm-1 (asymetryczne drgania walencyjne anionu karboksylanowego). Wystêpuj¹cy w nich atom metalu mo¿e byæ chelatowany, na co wskazuje szeroki sygna³ przy liczbie falowej 1613 cm-1 [L. 15, 16].

975 937

1084 1003

Transmittance

30

25

1049

1114

20

15 1150

1100

1050 1000 Wavenumber (cm-1)

950

900

Rys. 5. Dekonwolucja pasma w zakresie liczb falowych 1160–880 cm-1 Fig. 5. Deconvolution of 1160–880 cm-1 bands

W przedstawionym na Rys. 5 widmie wystêpuj¹ m.in. pasma zwi¹zane z drganiami struktur C-O (1114 cm-1), P-O-C (1049 cm-1 oraz 1003 cm-1), C-O-C (1084 cm-1), a tak¿e pasma drgañ struktur fosforanowych P-O-P (975 cm-1) [L. 15]. Bardziej szczegó³owe informacje o strukturze cz¹steczkowej produktów triboreakcji uzyskano w wyniku badañ XPS. W widmie przegl¹dowym (Rys. 6), pochodz¹cym z powierzchni poza stref¹ tarcia, oprócz sygna³u ¿elaza wystêpuj¹ sygna³y tlenu, wêgla i argonu (obecnoœæ argonu jest wynikiem trawienia jonowego powierzchni próbki za pomoc¹ jonów argonu). Znacznie „bogatsze” jest widmo XPS ze strefy tarcia (Rys. 7). Oprócz ¿elaza, tlenu, wêgla i argonu, obecne s¹ w nim sygna³y cynku, siarki oraz fosforu – pierwiastków wchodz¹cych w sk³ad dialkiloditiofosforanu cynku.

5-2003

TRIBOLOGIA

140000,0 120000,0

- C KLL

c/s

100000,0

- Fe2p3

- Fe LMM

- Fe LMM - Fe LMM

160000,0

115

80000,0

- C1s - Ar2p

- O1s

40000,0 20000,0

- Fe3s - Fe3p

60000,0

40

120

200

280

360

440

520

600

680

760

840

920

1000

1080

1160

1240

1320

1400

0,0

Binding Energy [eV]

Rys. 6. Widmo przegl¹dowe XPS zarejestrowane poza obszarem skumulowania prduktów przemian tribochemicznych Fig. 6. XPS spectrum recorded outside area of tribochemical products

- Fe2p3

- Fe3s - Fe3p

10000,0

- P2s

20000,0

- C1s - S2s

- Zn LMM

30000,0

- Cr2p3 - O1s

c/s

- C KLL

40000,0

- Fe2p1

50000,0

- Fe LMM

- Zn2p1 - Zn2p3 - O KLL

60000,0

- Fe LMM - Fe LMM

70000,0

40

120

200

280

360

440

520

600

680

760

840

920

1000

1080

1160

1240

1320

1400

0,0

Binding Energy [eV]

Rys. 7. Widmo przegl¹dowe XPS zarejestrowane w obszarze skumulowania prduktów przemian tribochemicznych Fig. 7. XPS spectrum of tribochemical products

Rodzaj po³¹czeñ chemicznych poszczególnych pierwiastków, wchodz¹cych w sk³ad produktów przemian tribochemicznych identyfikowano w oparciu o analizê energii wi¹zañ, indykowanych na podstawie charakte-

TRIBOLOGIA

116

5-2003

rystycznych fotoelektronów. Widma charakterystyczne, wraz z przypisanymi energiami zamieszczono na Rys. 8. W wyniku przeprowadzonej dekonwolucji pasma C1s (Rys. 9a) mo¿na dopasowaæ cztery linie. Najwy¿C1s

40000 35000

25000

30000 25000

20000

20000

15000

c/s

15000

531,4

Binding Energy [eV]

526

528

530

Zn2p3

245000 706,9

100000

532

534

Binding Energy [eV]

Fe2p

120000

1022,3

235000 719,9

80000

225000 c/s

60000

1018

1020

1022

P2p

46000

162,4

44000

1024

Binding Energy [eV]

S2p

46000

1026

Binding Energy [eV]

1028

1032

705

710

715

195000 720

0 725

205000

730

20000

1030

215000

40000

42000

133,6

44000

140,6

131

Binding Energy [eV]

129

131

133

135

137

139

141

143

160

162

164

166

168

36000

170

36000 172

38000

174

38000

176

40000

178

40000

145

c/s

c/s

42000

147

c/s

536

542

279

281

283

285

287

289

0 291

0 293

5000

295

5000

538

10000

10000

540

c/s

O1s

30000

284,9

Binding Energy [eV]

Rys. 8. Widma fotoelektronów pierwiastków wchodz¹cych w sk³ad produktów przemian tribochemicznych kompozycji dilalkiloditiofosforanu cynku i 3-alliloksy-1,2-propanodiolu w n-heksadekanie Fig. 8. XPS spectra of elements including in products of C16+AW+ZDDP tribochemical changes

5-2003

TRIBOLOGIA

117

sz¹ intensywnoœci¹ sygna³u charakteryzuj¹ siê pasma przy 285 eV i ok. 287 eV. Sygna³ przy energii ok. 285 eV mo¿e pochodziæ od atom wêgla wystêpuj¹cego w ³añcuchach wêglowodorowych zwi¹zków zdeponowanych na powierzchni. Pomiar wykonano po trawieniu jonowym, a wiêc detektowany sygna³ pochodzi od wêgla substancji zwi¹zanych z powierzchni¹. Natomiast sygna³ przy 287 eV odpowiada atomom wêgla organicznych struktur typu –CH2O- (np. w alkoholach, eterach lub estrach). Obecnoœæ struktur estrowych potwierdza wystêpowanie sygna³u, zlokalizowanego przy 290 eV. Energia 290 eV jest charakterystyczna dla wêgla wystêpuj¹cego w grupie karboksylanowej, a wiêc zwi¹zanego z dwoma atomami tlenu [L. 17]. Natomiast sygna³ o ma³ej intensywnoœci, zlokalizowany przy 283 eV, mo¿e wynikaæ z obecnoœci w mieszaninie produktów przemian tribochemicznych wêglików metali [L. 18]. Obecnoœæ zwi¹zków tlenoorganicznych o strukturze karboksylanów oraz estrów wynika równie¿ z analizy widm XPS w zakresie energii, charakterystycznych dla fotoelektronów O1s. Na Rys. 9b przedstawiono wynik dekonwolucji pasma fotoelektronów tlenu. Dopasowano trzy linie. Mo¿na przypisaæ im ró¿ne stany chemiczne tlenu. Linia w 530,2 eV odpowiada tlenkom metalu, np. Fe2O3. Sygna³ przy 531,8 eV zwi¹zany jest z obecnoœci¹ atomów tlenu w grupie karboksylanowej, zdolnej do tworzenia struktur chelatowych. Natomiast pasmo przy energii 533,8 mo¿e odpowiadaæ tlenkowi krzemu. a)

b)

5000 4500 4000 3500

c/s

3000 2500 2000 1500 1000 500 295

290

285

280

Binding Energy (eV)

Rys. 9. Dekonwolucja pasma fotoelektronów: a) C1s oraz b) O1s Fig. 9. Deconvolution of C1s and O1s photoelectrons bands

118

TRIBOLOGIA

5-2003

PODSUMOWANIE W oparciu o wyniki przeprowadzonych badañ stwierdzono, i¿ w wyniku przemian tribochemicznych kompozycji 3-alliloksy-1,2-propanodiol oraz ZDDP powstaj¹ produkty, tworz¹ce warstwy graniczne zdolne do redukcji zu¿ycia. W strefie tarcia przebiegaj¹ reakcje prowadz¹ce do skrócenia ³añcuchów wêglowodorowych komponentów œrodka smarowego oraz ich wolnorodnikowego utleniania. Powstaj¹ce w ich wyniku produkty uczestnicz¹ w reakcjach tribochemicznych, przebiegaj¹cych na granicy faz medium smarowe-robocza powierzchnia wêz³a tarcia. Na granicy faz przebiegaj¹ tak¿e reakcje prowadz¹ce do powstawania struktur kompleksowych a tak¿e zwi¹zków nieorganicznych, w szczególnoœci tlenków i wêglików ¿elaza. LITERATURA 1.

Jahanmir S.: Wear reduction and surface layer formation by ZDDP additive. J. of Trib., 1986, 46, 1–10. 2. Willermet P.A. et al.: Mechanism of formation of antiwear films from zinc dialkyldithiophosphates. Trib. Int., 1995, 28, 3, 177–187. 3. Molenda J., Makowska M.: Udzia³ dialkiloditiofosforanu cynku w kszta³towaniu warstwy wierzchniej elementów wêz³a tarcia. Problemy Eksploatacji, 2000, 4, 113–119. 4. Tuszyñski W., Molenda J., Makowska M.: Tribochemical conversions of zinc dialkyldithiophosphate under extremely different pressure conditions. Trib. Lett., 2002, 13, 2, 103–109. 5. Yamaguchi E.S., Ryason P.R.: Structures of adsorbed zinc ditiophosphates and their relationship to engine wear. Tribotest, 1996, 3, 123–136. 6. Igari S., Takigawa Y., Mori S., Yashimoto M.: Tribochemical reactions of 1-dodecene with aluminium. Jap. J. of Trib., 1993, 38, 12, 1587–1596. 7. Kajdas C., Molenda J., Makowska M., Gr¹dkowski M.: Investigation of tribochemical behaviour of some unsaturated organic additives in steel-steel contact. Proc. of Symp. on Lubricating Materials and Tribochemistry, Lanzhou, China, 1998, 83–94. 8. Bushan B.: Modern tribology handbook. Principles of tribology. CRC Press, LLC, USA, 2001. 9. Molenda J., Gr¹dkowski M.: Wp³yw budowy i stê¿enia nienasyconych zwi¹zków eterowych na w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe modelowych cieczy smarowych. Problemy Eksploatacji, 1999, 4, 135¸144. 10. Piekoszewski W., Szczerek M., Wulczyñski J.: Urz¹dzenie typu trzpieñ-tarcza do badañ tribologicznych w podwy¿szonych temperaturach. Tribologia, 5–6, 1997, 826–832.

5-2003

TRIBOLOGIA

119

11. Hsu S.M. et all: Tribochemistry induced by nano-mechanical scratches. Proc. of Int. Trib. Congr. Nagasaki (Japan), 2000, 25–30. 12. Nakayama K.: Triboemission of charged particles and resistively of solids. Trib. Lett., 1999, 6, 37–40. 13. Molenda J., Gr¹dkowski M., Kajdas C., Makowska M.: Wp³yw temperatury na antyzu¿yciowe oddzia³ywania tribochemiczne. Problemy Eksploatacji, 1998, 2, 207–216. 14. Griffiths P.R., Haseth J.A: Fourier transform infrared spectrometry. J. Willey&Sons, NY-Chichester-Brisbane-Toronto-Singapore 1986. 15. Zieliñski W., Rajca A.: Metody spektroskopowe i ich zastosowanie do identyfikacji zwi¹zków organicznych. WNT, Warszawa, 2000. 16. Brzyska W.: Sposoby koordynacji grupy karboksylowej w kompleksach metali z kwasami karboksylowymi. LAB, 2002, 1, 20–26. 17. Briggs D., Seah M.P.: Practical surface analysis. J. Wiley&Sons, New York (USA), 1996. 18. Geib K.M., Wilmsen C.W.: Iron carbide formed by reacting surface hydrocarbons with an iron film. Surf. Sci. Spec., 1992, 1, 3, 297–300.

Recenzent: Ryszard MARCZAK Summary It was investigated tribochemical reactions of binary package (zinc dialkyldithiophosphate and 3-allyloxy-1,2-propanndiol) in hydrocarbon base oil. It was observed an antiwear synergetic effect between the additives which take past in formation boundary layer. The layers consist of alcohols, carboxylic aids, carboxylates, phosphates, complex compounds, especially oxides and iron carbides.

120

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

121

Karol NADOLNY*, Jaros³aw SELECH*, Przemys³aw TYCZEWSKI*

ZMIANY STRUKTURY GEOMETRYCZNEJ POWIERZCHNI POWSTA£E PODCZAS TESTÓW ZU¯YCIOWYCH

THE INFLUENCE OF ABRASIVE-CORROSIVE WEAR ON CHANGE OF SURFACE ROUGHNESS

S³owa kluczowe: mikrostruktura, zu¿ywanie œcierne, zu¿ywanie korozyjne, warstwa wierzchnia, Key words: microstructure, abrasive wear, corrosive wear, surface layer, Streszczenie W pracy przedstawiono zaobserwowane zmiany parametrów chropowatoœci powierzchni œlizgowej próbek wykonanych ze stali 45 poddanych testom œcierno-korozyjnym. Porównano uzyskane wartoœci dla ró¿nych warunków wspó³pracy wêz³a, przedstawiono profilogramy oraz profile noœnoœci. * Instytut Maszyn Roboczych i Pojazdów Samochodowych, Politechnika Poznañska, ul. Piotrowo 3, 60-965 Poznañ.

122

TRIBOLOGIA

5-2003

WPROWADZENIE Definicja technologicznej warstwy wierzchniej a wiêc warstwy œwiadomie utworzonej przez cz³owieka zawarta jest w normie (PN-87/M-04250), ale interpretacja tej definicji nie jest jednoznaczna. Dla potrzeb in¿ynierskich dobr¹ definicj¹ jest nastêpuj¹ce sformu³owanie: „warstwa wierzchnia to ta czêœæ materia³u przylegaj¹ca do powierzchni wraz z powierzchni¹, której w³asnoœci fizyczne ró¿ni¹ siê od reszty materia³u nazywanego dalej rdzeniem” [L. 1]. Sformu³owanie to nie jest jednak do koñca œcis³e, poniewa¿ granica zmiany w³asnoœci fizycznych zale¿y od dok³adnoœci ich pomiaru a zatem od obserwatora. Podstawowymi cechami warstwy wierzchniej (WW) decyduj¹cymi o jej wp³ywie na w³aœciwoœci u¿ytkowe s¹: – chropowatoœæ powierzchni, – sk³ad chemiczny i struktura WW, – sk³ad chemiczny i budowa warstw tlenkowych, – umocnienie WW, – rozk³ad naprê¿eñ, – wielkoœæ i rozk³ad: wtr¹ceñ, nieci¹g³oœci i wad struktury WW. Ocena iloœciowa wiêkszoœci tych cech jest bardzo pracoch³onna i nie zawsze mo¿liwa; ponadto niektóre z wymienionych cech s¹ trudne do wyizolowania w celu przeprowadzenia badañ jednoczynnikowych [L. 2]. Z tego powodu wnioskowanie o zwi¹zkach pomiêdzy poszczególnymi w³aœciwoœciami u¿ytkowymi czêœci maszyn i konkretnymi cechami WW ma w wielu przypadkach charakter dedukcyjny lub oparte jest na badaniach statystycznych. Integralnym elementem warstwy wierzchniej, o szczególnie du¿ym znaczeniu zarówno praktycznym, jak i w badaniach trybologicznych, jest charakterystyka chropowatoœci warstwy wierzchniej. Do opisu profilu w badaniach trybologicznych stosuje siê obecnie kilkanaœcie spoœród kilkudziesiêciu mo¿liwych do zarejestrowania parametrów [L. 3, 5]. Parametry te oraz funkcje profilu chropowatoœci mo¿na podzieliæ wg w³asnoœci opisuj¹cych: – cechy wysokoœciowe, – cechy horyzontalne (wzd³u¿ne), – kszta³t nierównoœci, – rozk³ady statystyczne, – parametry rozk³adów, – funkcje czêstotliwoœciowe.

5-2003

TRIBOLOGIA

123

Z przeprowadzonych dotychczas badañ wynika [L. 4], ¿e pomiêdzy parametrami wysokoœciowymi oraz horyzontalnymi istnieje silna korelacja statystyczna. Dlatego do opisu profilu nale¿a³oby stosowaæ nastêpuj¹cy zbiór parametrów: Ra, Sm, ∆a, r, tp, oraz okreœlenie sposobu obróbki, kierunkowoœæ œladów, profilogram powierzchni oraz jej topografiê. ZAKRES I WARUNKI BADAÑ Opis próbki i stanowiska badawczego Celem eksperymentu by³o zbadanie wp³ywu zu¿ywania œcierno-korozyjnego przy zmiennych parametrach wspó³pracy wêz³a trybologicznego na zmianê struktury geometrycznej powierzchni szlifowanej. Przeprowadzono pomiary chropowatoœci w uk³adzie dwuwymiarowym dla ró¿nych wariantów skojarzenia i porównano wielkoœæ zmian wybranych parametrów. W badaniach przeprowadzonych na maszynie tarciowej UMT 2168 (Rys. 1), u¿yto wêz³a kinematycznego typu pierœcieñ-pierœcieñ, dwa pierœcienie (próbka i przeciwpróbka) wspó³pracowa³y w po³¹czeniu czo³owym (Rys. 2), przy czym jeden z nich by³ nieruchomy natomiast drugi obraca³ siê z ustalon¹ prêdkoœci¹ œlizgania (V) i si³¹ nacisku (N).

Rys. 1. Fot. maszyny tarciowej UMT 2168 Fig. 1. Friction machine UMT 2168

TRIBOLOGIA

124

5-2003

Rys. 2. Zdjêcie wêz³a kinematycznego Fig. 2. Kinematical junction

Szczegó³owe dane dotycz¹ce warunków wspó³pracy wêz³a dla czterech wybranych wariantów zawiera Tabela 1. Tabela 1. Zastosowane parametry wspó³pracy Table 1. Mating parameters applied Si³a

Prêdkoœæ

Frakcja

Temperatura

[mm]

[ C]

[s]

–

23 ± 2

1800

Czas

[N]

[m/s]

AgresywnoϾ [%]

1

20

0,1

–

2

20

0,1

6

–

23 ± 2

1800

3

20

0,1

–

0,2

23 ± 2

1800

4

20

0,1

6

0,2

23 ± 2

1800

Wariant

0

Ca³oœæ zanurzona by³a w cieczy, któr¹ w dwóch przypadkach skojarzeñ by³a woda destylowana, a w dwóch pozosta³ych 6% roztwór kwasu siarkowego, podobnie u¿yto œcierniwa, jakim by³ piasek krzemowy o frakcji ziarna 0,1 mm i twardoœci 793±10% HRC. Medium korozyjne wraz z piaskiem podawane by³o do uk³adu w sposób ci¹g³y, co zapewni³o niezmiennoœæ agresywnoœci œrodowiska oraz frakcji czynnika œciernego. Do nieruchomego pierœcienia przy³o¿ono napiêcie pasywacyjne, które celem by³o niwelowanie skutków wp³ywu pr¹dów korozyjnych powstaj¹cych w roztworze. Za pomoc¹ termopary kontrolowano temperaturê procesu, która utrzymywana by³a na sta³ym poziomie dla wszystkich wariantów eksperymentu. Czas trwania

5-2003

TRIBOLOGIA

125

procesu dla wszystkich wariantów wynosi³ 1800 sekund. Powierzchnie robocze próbek i przeciwpróbek przed testami obrobiono przez szlifowanie na œciernicy, co umo¿liwi³o uzyskanie zbli¿onych wyjœciowych parametrów chropowatoœci dla wszystkich powierzchni wspó³pracuj¹cych. Do badañ wybrano takie pary skojarzeniowe, w których warunki wspó³pracy próbek by³y ustabilizowane tj. moment tarcia mia³ przebieg liniowy (nie wykazywa³ nag³ych zmian). Przed testem zu¿yciowym i po jego zakoñczeniu dokonano pomiaru chropowatoœci powierzchni za pomoc¹ profilometru niemieckiej firmy Hommelwerke T8000. Do pomiaru chropowatoœci wybrano po piêæ losowo wybranych próbek z ka¿dego wariantu badawaczego, zmierzono parametry a nastêpnie wartoœci uœredniono. Dobór odcinka pomiarowego, odcinaka elementarnego oraz iloœæ pojedynczych pomiarów wyznaczono na podstawie PN-87/M-042251 dla profilu losowego. W podobny sposób wyznaczono wartoœci parametrów dla próbek zu¿ytych. Charakterystyka wybranego materia³u Materia³em do badañ wybrano szeroko opisywan¹ w literaturze stal 45, nale¿y ona do stali niestopowych, konstrukcyjnych wy¿szej jakoœci, ogólnego przeznaczenia, sk³ad chemiczny oraz w³asnoœci mechaniczne podano w tabelach odpowiednio 2 i 3. Stal ta posiada strukturê ferrytyczno-perlityczn¹ i udzia³ obu faz jest podobny, zdjêcie struktury stali wykonane z powiêkszeniem 1000 krotnym przedstawiono na Rysunku 3.

Rys. 3. Struktura mikroskopowa stali 45 pow. 1000× Fig. 3. Microscopic structure of steel 45 enlargement 1000×

TRIBOLOGIA

126

5-2003

Tabela 2. Sk³ad chemiczny stali 45 Table 2. Mechanical qualities C

Mn

Si

0,45–0.50

0,50–0,58

P

0,17–0,37 ≤0,04

S

Cr

Ni

Mo

Cu

≤0,04

≤0,30

≤0,30

≤0,10

≤0,30

Tabela 3. W³asnoœci mechaniczne stali 45 Table 3. Chemical constitution of steel 45 Wytrzyma³oœæ na rozci¹ganie

Granica plastycznoœci

Wyd³u¿enie

UdarnoϾ

TwardoϾ

Rm MPa

Re MPa

A %

KU J

HV 0,1

≥600

≥355

16

≥32

241

WYNIKI BADAÑ Porównanie parametrów wyników dla testu zasadniczego Z przedstawionych badañ wynika, ¿e wp³yw zu¿ywania œcierno-korozyjnego przeprowadzony w okreœlonych warunkach w znacz¹cy sposób wp³yn¹³ na zmianê wielkoœci parametrów chropowatoœci (Tab. 4, Rys. 4). µm] Tabela 4. Porównanie zmiany wartoœci parametrów [µ Table 4. Comparison of parameter value changes [µm] Nr

Parametr

Parametry wyjœciowe

Wariant 1

Wariant 2

Wariant 3

Wariant 4

1

Ra

0,95

1,20

1,49

2,57

7,15

2

Rq

1,36

1,73

2,17

4,12

12,45

3

Rtm

5,63

7,10

9,15

15,66

42,92

4

Rm

9,83

13,56

17,50

35,20

87,64

5

Ry

9,40

12,32

16,60

34,30

81,79

6

Sm

42,42

196,02

206,35

209,76

277,84

5-2003

TRIBOLOGIA

127

Zmiana wartoœci liczbowej parametru Ra zwi¹zana jest w sposób poœredni z objêtoœciami materia³u (powy¿ej linii œredniej), usuniêtymi wskutek tarcia, zbli¿on¹ interpretacjê mo¿na zastosowaæ do parametru Rq, który jest œrednim kwadratowym odchyleniem profilu od linii œredniej, parametr ten jest jednak bardziej od parametru Ra wra¿liwy na wystêpowanie pojedynczych wzniesieñ lub wg³êbieñ profilu. Zmianê wartoœci parametru Rm mo¿na powi¹zaæ ze zmian¹ gruboœci strefy chropowatoœci, która np. przy tarciu elastohydrodynamicznym mo¿e pos³u¿yæ do okreœlenia minimalnej gruboœci warstwy smaru. Wartoœæ tego parametru cechuje siê du¿ym rozrzutem, gdy¿ zale¿y on od po³o¿enia ekstremalnych punktów profilu o charakterze losowym. Parametry Rtm i Rz s¹ bardzo zbli¿one w interpretacji, maja tak¿e podobne wartoœci, parametr Rz jest miar¹ œredniej chropowatoœci a pojedyncze wg³êbienia czy wzniesienia s¹ tylko czêœciowo uwzglêdniane, tak wiêc w przypadku powierzchni œlizgowych lub ³o¿yskowych gdzie pojedyncze wzniesienia profilu nie wp³ywaj¹ na dzia³anie czêœci badanie zmiany tego parametru mo¿na uwa¿aæ za s³uszne. Z parametrów okreœlaj¹cych cechy wzd³u¿ne (horyzontalne) najczêœciej stosowanym jest parametr Sm, jego wartoœæ podczas testu w wzros³a podobny sposób jak dla parametrów wysokoœciowych, najwiêksza ró¿nica wyst¹pi³a dla wariantu 4, a najmniejsza dla wariantu 1, dla wariantu trzeciego wielkoœæ ta jest nieco wiêksza ni¿ dla wariantu 2. Parame try w yjœcio w e Wariant 1 Wariant 2 Wariant 3 Wariant 4

Uzys ka ne pa rametry chropow atoœci

Ra

1

Rq

2

Rtm 3

4 Rm 5

Ry

0

20

40

60

80

100

[µm]

Rys. 4. Zmiany wielkoœci parametrów chropowatoœci dla wybranych wariantów Fig. 4. Changes in roughness parameter values for selected variants

TRIBOLOGIA

128

5-2003

Na zdjêciu powierzchni œlizgowej próbki wykonanym przed testem œciernym wyraŸnie widaæ ukierunkowan¹ strukturê powsta³¹ w skutek oddzia³ywania narzêdzia na warstwê powierzchniow¹ (Rys. 5a). Do charakterystycznych cech struktury geometrycznej powierzchni zu¿ytej mo¿na zaliczyæ wystêpowanie wg³êbieñ i wzniesieñ, których kszta³t i kierunek nie pokrywa siê z kierunkiem ruchu tr¹cych powierzchni. Prawdopodobn¹ przyczyn¹ powstania takich nierównoœci mog¹ byæ ziarna œcierniwa krusz¹ce siê pomiêdzy wspó³pracuj¹cymi powierzchniami (Rys. 5b). a)

b)

Rys. 5. Struktura geometryczna powierzchni (SGP) œlizgowej: a) próbki po szlifowaniu pow. ok. 100×, b) próbki po teœcie (war. 5) pow. ok. 100× Fig. 5. Geometrical structure of sliding surface: a) samples after grinding, enlargementcirca 100×, b) samples after the test enlargement circa 100×

Na Rysunku 6 oraz 7 przedstawiono profilogramy dla wybranych próbek przed testem i po przeprowadzeniu testu, na górnych rysunkach przedP-

Profil

wypoziomowany Lc/Ls = 100

5.0

0.0

[µm] -5.0 Czujnik TK100

R-

Profil

Lt = 1.50 mm

1.50

Vt = 0.15 mm/s

wypoziomowany Filtr M1 DIN4777

Lc = 0.250

5.0

0.0

[µm] -5.0 Czujnik TK100

Lt = 1.50 mm

Vt = 0.15 mm/s

Rys. 6. Profilogramy dla wybranej próbki szlifowanej Fig. 6. Profilograms for selected polished sample

1.50

5-2003

TRIBOLOGIA

129

(zwanej tak¿e krzyw¹ Abbott’a-Firestona) dla próbki szlifowanej jest nieznacznie wiêkszy ni¿ w przypadku próbki zu¿ytej. Pozwala to wnioskoP-

Profil

wypoziomowany Lc/Ls = 100

50.0

0.0 [µm] -50.0 Czujnik TK100

R-

Profil

Lt = 2.50 mm

2.50

Vt = 0.15 mm/s

wypoziomowany Filtr M1 DIN4777

Lc = 0.250

50.0

0.0

[µm] -50.0 Czujnik TK100

Lt = 2.50 mm

2.50

Vt = 0.15 mm/s

Rys. 7. Profilogramy dla wybranej próbki zu¿ytej Fig. 7. Profilograms for selected used sample

stawiono profile rzeczywiste, rysunki dolne przedstawiaj¹ profile chropowatoœci z odfiltrowan¹ falistoœci¹. Na Rysunku 8a i 8b przedstawiono profile noœnoœci dla wybranych próbek: szlifowanej i zu¿ytej (wariant 4). K¹t nachylenia krzywej noœnoœci a)

b)

Rys. 8. Wykres udzia³u noœnego w funkcji przeciêcia: a) dla próbki szlifowanej, b) dla próbki zu¿ytej Fig. 8. Diagram of bearing fraction in intersection function: a) polished sample b) used sample

130

TRIBOLOGIA

5-2003

waæ, ¿e w trakcie procesu zu¿ywania z powierzchni tej zosta³y usuniête ostre wierzcho³ki powsta³e podczas szlifowania, tworz¹c ³agodne wzniesienia. WyraŸnie te¿ widaæ ró¿nice udzia³u noœnego dla przyk³adowych punktów przeciêcia c = 20% Rm i c = 50% Rm, które odpowiadaj¹ dla próbki szlifowanej tp20 = 9%, tp50 = 66 % oraz dla próbki zu¿ytej tp20 = 28%, tp50 = 84%, zaznaczaj¹c jednoczeœnie, ¿e wartoœæ Rm (maksymalna wysokoœæ profilu chropowatoœci) dla próbki zu¿ytej jest ok. 6 razy wiêksze ni¿ w przypadku próbki szlifowanej. WNIOSKI Podczas procesu zu¿ywania œcierno-korozyjnego w technologicznej warstwie wierzchniej wystêpuj¹ procesy odkszta³cania wierzcho³ków chropowatoœci, ich œcierania, bruzdowania, wskutek czego zostaje ona w znacznym stopniu przekszta³cona. Jej nowe cechy s¹ wynikiem na³o¿enia siê na stan wyjœciowy specyficznych zmian wprowadzonych przez procesy tarcia i korozji. Funkcjonalne zachowanie elementu nie jest zdeterminowane tylko przez jego chropowatoœæ, ale tak¿e przez strukturê profilu powierzchni. Powierzchnie bez ostrych wzniesieñ cechuj¹ siê lepsz¹ odpornoœci¹ na œcieranie. Poniewa¿ parametry o stosunkowo du¿ym rozrzucie, takie jak Ra i Rz nie daj¹ informacji o strukturze profilu, nale¿y znaleŸæ parametry pozwalaj¹ce na odpowiednie jego scharakteryzowanie. Jest to mo¿liwe przy pomocy parametru tp na ró¿nych poziomach przekroju profilu. Z przedstawionych rezultatów pomiarów wynika, ¿e najwiêksze ró¿nice chropowatoœci powierzchni w stosunku do stanu pocz¹tkowego uzyskano dla wariantu 4, w którym wystêpowa³o jednoczesne dzia³anie dwóch czynników: œcierniwa i korozji. Uzyskane w tym przypadku wartoœci parametrów chropowatoœci s¹ wyraŸnie wiêksze od uzyskanych w dwóch oddzielnych procesach (wariant 2 – wystêpowanie tylko korozji i wariant 3 – wystêpowanie tylko œcierniwa). Œwiadczy to o wystêpowaniu wzajemnej interakcji miêdzy procesami œcierania i korozji. Ze szczegó³owej analizy wynika, ¿e wiêkszy wp³yw na zmianê wartoœci parametrów chropowatoœci ma œcierniwo (wariant 3) od agresywnoœci korozyjnej œrodowiska (wariant 2). Najmniejsze zmiany oceny geometrii powierzchni wystêpowa³y w warunkach oddzia³ywañ czysto tarciowych (tzn. bez udzia³u œcierniwa i korozji).

5-2003

TRIBOLOGIA

131

LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5.

Starzyñski G.,Warstwa wierzchnia i jej modelowanie” VIII seminarium szkoleniowe nt. Nieniszcz¹ce badania materia³ów, Zakopane 2002. Górecka R., Pogañski Z., Podstawy metrologii warstwy wierzchniej, Wybrane problemy trybologiczne, PWN, Warszawa 1990. Nowicki B., Struktura geometryczna: chropowatoœæ i falistoœæ powierzchni, WNT, Warszawa 1991. Nowicki B., Badania mikrostruktury geometrycznej powierzchni i metod jej oceny, Zrzesz. Nauk. P., 70, Warszawa 1980 Wieczorowski M., Cellary A., Hajda J., Charakterystyka chropowatoœci powierzchni, Wydaw. Politechniki Poznañskiej, Poznan 1996.

Recenzent: Jan BURCAN Summary The paper presents changes observed in surface roughness parameters of the sliding surface of steel 45 samples which underwent abrasivecorrosive tests. The obtained values were compared with various type of kinetic junction, profilograms and diagrams of bearing fraction were presented.

132

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

133

Karol NADOLNY*, Przemys³aw TYCZEWSKI*

EKSPERYMENTALNE WYNIKI BADAÑ JEDNOCZESNEGO ZU¯YCIA MECHANICZNO–ŒCIERNO–KOROZYJNEGO

THE EXPERIMENTAL RESULTS OF INVESTIGATIONS OF SIMULTANEOUS WEAR ABRASIVE CORROSIVE

S³owa kluczowe: badania eksperymentalne, zu¿ycie œcierne, korozyjne. Key word: experimental investigations, corrosive, abrasive wear. Streszczenie W celu poznania relacji iloœciowych miêdzy skutkami (zu¿yciowymi), bêd¹cymi efektami jednoczesnego dzia³ania procesów destrukcyjnych tarciowych i korozyjnych, przy wystêpowaniu oddzia³ywañ fazy sta³ej pe³ni¹cej rolê œcierniwa w wêz³ach trybologicznych, wykonano eksperymentalne modelowe badania poznawcze. * Instytut Maszyn Roboczych i Pojazdów Samochodowych, Politechnika Poznañska, ul. Piotrowo 3, 60-965 Poznañ.

134

TRIBOLOGIA

5-2003

Wykonano je z wykorzystaniem zmodernizowanej uniwersalnej maszyny tarciowej. Plan badañ oparto na statystycznych metodach planowania doœwiadczeñ wieloczynnikowych. Wyniki eksperymentu przedstawiono w postaci modelu matematycznego przedstawiaj¹cego iloœciowy opis skutków fizycznie wystêpuj¹cych zjawisk i procesów. WPROWADZENIE W wielu wêz³ach maszyn i urz¹dzeñ przemys³u spo¿ywczego, wystêpuj¹ skutki bêd¹ce efektem jednoczesnego wp³ywu destrukcyjnych czynników mechanicznych, œciernych i korozyjnych prowadz¹ce czêsto do ich uszkodzenia. Destrukcyjne proces maj¹ charakter z³o¿ony nie tylko z uwagi na jednoczesne wystêpowanie w obszarze kontaktu kilku procesów zasadniczych o ró¿nej naturze (tribologiczne, korozyjne), ale i na mo¿liwoœci wystêpowania ich wzajemnego wspó³oddzia³ywania, co powoduje, ¿e skutki koñcowe s¹ trudne do przewidzenia [L. 1, 2]. Analiza literatury wykaza³a, i¿ problematyk¹ jednoczesnego zu¿ywania œcierno – korozyjnego interesowa³o siê wielu badaczy [L. 3–11]. Z uwagi na ró¿norodne uwarunkowania badañ wyniki uzyskane przez poszczególnych autorów nie s¹ w prosty i jednoznaczny sposób porównywalne. Z przegl¹du literatury wynika równie¿, ¿e badacze sformu³owali przede wszystkim wnioski o charakterze opisowym, jakoœciowym. WyraŸnie daje siê zauwa¿yæ brak modeli iloœciowych o charakterze kinetycznym umo¿liwiaj¹cym prognozowanie [L. 12]. Zatem celem pracy by³o poznanie relacji iloœciowych miêdzy skutkami (zu¿yciowymi), bêd¹cymi efektami jednoczesnego dzia³ania procesów destrukcyjnych tarciowych i korozyjnych, przy wystêpowaniu oddzia³ywañ fazy sta³ej pe³ni¹cej rolê œcierniwa w wêz³ach tribologicznych. Badania wykonano na zmodernizowanej maszynie tarciowej UMT-2168, wed³ug zaproponowanego planu wieloczynnikowego oraz z wykorzystaniem matematycznych metod planowania doœwiadczeñ (Rysunek 1) [L. 12]. W efekcie wykonania eksperymentu wieloczynnikowego, zaplanowanego wed³ug regu³ wynikaj¹cych z matematycznej teorii planowania doœwiadczeñ, otrzymano model matematyczny przedstawiaj¹cy iloœciowy opis badanego procesu.

5-2003

TRIBOLOGIA

3 1

135

7

4

2 6

5

8

Elementy wyposa¿enia wed³ug projektu producenta

HP

Elementy wyposa¿enia wed³ug modyfikacji w³asnej

Rys. 1. Schemat sterowniczo-pomiarowy maszyny tarciowej UMT-2168: 1 – zawór pneumatyczny zasilaj¹cy si³ownik zadawania obci¹¿enia, 2 – przetwornik ciœnienia, 3 – termopara, 4 – przetwornik momentu tarcia, 5 – uk³ad napêdowy, 6 – pr¹dnica tachometryczna, 7 – komora badawcza, 8 – szafa sterownicza Fig. 1. Control and measurement scheme of the friction machine UMT-2168: 1 – pneumatic valve feeding the loading motor operator, 2 – pressure transducer, 3 – thermocouple, 4 – friction moment transducer, 5 – driving system, 6 – tachogenerator, 7 – test chamber, 8 – control box

STATYSTYCZNY PLAN EKSPERYMENTU Do analizy wyników tribologicznego eksperymentu wieloczynnikowego, postanowiono wykorzystaæ mo¿liwoœci matematycznych metod planowania eksperymentów [L. 13, 14]. Wykorzystano oprogramowanie CADEX „Planowanie i analiza statystycznych badañ doœwiadczalnych z zastosowaniem planów statycznych zdeterminowanych” [L. 15]. Wybrano plan statyczny zdeterminowany poliselekcyjny ortogonalny. Plan ten w odniesieniu do innych mo¿liwych do przyjêcia planów badañ, zapewnia maksymalne uproszczenie obliczeñ wspó³czynników modelu i ich ocenê statystyczn¹ [L. 14]. Stwarza mo¿liwoœci dok³adnego opisu obiektu badañ umo¿liwiaj¹c¹ rozszerzenie stosowania opracowanego modelu poza przyjêty zakres zmiennych czynników bez, potrzeby wykonywania dodatkowych czasoch³onnych badañ. W badaniach uwzglêdniono cztery czynniki wejœciowe, które zmienia³y siê na czterech poziomach. Tym samym w celu przeprowadzenia pe³nych badañ nale¿a³oby wykonaæ 256 doœwiadczeñ z piêcioma powtórzeniami, co daje 1280 doœwiadczeñ. Po zastosowaniu planowania matematycznego (wg planu ortogonalnego) liczba koniecznych pomiarów wynios³a 125 (25 doœwiadczeñ z piêcioma powtórzeniami) [14]:

TRIBOLOGIA

136

5-2003

N = 2S + S×2 + N0,

(1)

gdzie: N – liczba doœwiadczeñ, S – liczba czynników wejœciowych, N0 – liczba doœwiadczeñ centralnych. Zdecydowano siê na weryfikacjê ogólnego modelu ortogonalnego II rzêdu w postaci: 4

4

4

i =1

i =1 j=1

i =1

I = b 0 + ∑ b i X i + ∑ b ij X i X j + ∑ b ii X i2

(2)

gdzie: bij – wspó³czynniki, Xij – zmienne zakodowane. Do modelu matematycznego przyjêto oznaczenia: Czynniki wejœciowe: x1 – liczba obrotów [obr/min], 0 < x1 < 150, 0 < x2 < 40, x2 – si³a nacisku [N], x3 – wielkoœæ ziaren [mm], 0 < x3 < 0,3, x4 – sk³ad œrodowiska [%], 0 < x4 < 8. Czynnik wyjœciowy: I – zu¿ycie wagowe [g]. Opracowany model matematyczny bêdzie, wiêc obowi¹zywaæ dla nastêpuj¹cego zakresu zmiennoœci czynników badanych: x1: n = 0–150, x2: P = 0–40, x3: d = 0–0,3, x4: m = 0–8. Obliczaj¹c wartoœci centralne oraz jednostki zmiennoœci otrzymano wartoœci zmiennych zakodowanych wraz z odpowiadaj¹cymi im wartoœci (Tabela 1) [L. 12]. Tabela 1. Obliczone wartoœci centralne, jednostki zmiennoœci oraz wartoœci zmiennych zakodowanych Table 1. Central values, individual of changeability as well as value of variables coded Czynniki badane

WartoϾ centralna

Jednostka zmiennoœci

75

37,5

Kod

Zmienna naturalna

Zmienna zakodowana

n

X1

P

X2

20

10

0

10

20

30

40

d

X3

0,1

0,5

0

0,05

0,1

0,2

0,3

m

X4

4

2

0

2

4

6

8

–α = –1,4124

–1

0

+1

+α = –1,4124

0

37,5

75

112,5

150

5-2003

TRIBOLOGIA

137

Program badañ przedstawiono w Tabeli 2 [L. 12]. Tabela 2. Program badañ [12] Table 2. Program of investigations [12] Nr doœwiadczenia

X0

X1

X2

X3

X4

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 37,5 112,5 0 150 75 75 75 75 75 75 75

10 10 30 30 10 10 30 30 10 10 30 30 10 10 30 30 20 20 0 40 20 20 20 20 20

0,05 0,05 0,05 0,05 0,1 0,1 0,1 0,1 0,05 0,05 0,05 0,05 0,1 0,1 0,1 0,1 0,2 0,2 0,2 0,2 0 0,3 0,2 0,2 0,2

2 2 2 2 2 2 2 2 6 6 6 6 6 6 6 6 4 4 4 4 4 4 0 8 4

WYNIKI BADAÑ Z poœród wielu mo¿liwych do zastosowania formalnych modeli regresyjnych (liniowych, liniowo – kwadratowo – interakcyjnych, liniowo potêgowych itp.) w rozwa¿anym zagadnieniu zastosowano drugi z wymienionych. Wybór ten by³ podyktowany wstêpn¹ ocen¹ si³y wiêzi korelacyjnej wspó³czynnika korelacji wielowymiarowej R. Otrzymane wyniki by³y najkorzystniejsze dla modelu liniowo – kwadratowego ze sk³adnikami interakcyjnymi. Zatem w niniejszym eksperymencie za³o¿ono, i¿ weryfikowany wstêpnie model przyjmie postaæ:

TRIBOLOGIA

138

5-2003

I = b0 + b1x1 + b2x2 + b3x3 + b4x4 + b11x12 + b22x22 + b33x32 + b44x42 + + b12x1x2 + b13x1x3 + b14x1x4 + b23x2x3 + b24x2x4 + b34x3x4,

(3)

Przeprowadzenie wiarygodnej weryfikacji wymaga³o pozyskania reprezentatywnej próby wyników z badañ. Zbiorcze zestawienie wartoœci parametrów badañ dla poszczególnych wariantów wraz ze œrednimi wartoœciami zu¿ycia przedstawiono w Tabeli 3. Tabela 3. Zbiorcze wyniki z badañ wed³ug planowania statystycznego Table 3. Results with investigations according to facing statistical n P d Zadana rzeczywista v zadanarzeczywista obr/min obr/min m/s N N mm 38 113 38 113 38 113 38 113 38 113 38 113 38 113 38 113 0 150 75 75 75 75 75 75 75

24 110 24 110 23 110 23 110 25 110 25 110 24 110 24 110 0 140 80 78 80 79 79 79 79

0,030 0,139 0,031 0,138 0,029 0,142 0,028 0,139 0,032 0,138 0,031 0,141 0,031 0,142 0,030 0,142 0,000 0,178 0,100 0,099 0,100 0,101 0,099 0,100 0,099

10 10 30 30 10 10 30 30 10 10 30 30 10 10 30 30 20 20 0 40 20 20 20 20 20

11 11 31 30 11 11 30 30 11 10 30 30 11 11 30 30 20 20 0 40 20 20 21 20 21

0,05 0,05 0,05 0,05 0,1 0,1 0,1 0,1 0,05 0,05 0,05 0,05 0,1 0,1 0,1 0,1 0,2 0,2 0,2 0,2 0 0,3 0,2 0,2 0,2

m

Mtœr

∆Mtœr

I

∆I

%

Nm

Nm

g

g

%

2 2 2 2 2 2 2 2 6 6 6 6 6 6 6 6 4 4 4 4 4 4 0 8 4

0,516 0,930 1,606 2,785 0,791 1,410 2,767 3,325 0,460 0,852 1,643 2,355 0,695 1,768 1,967 2,959 – 3,950 – 4,767 1,133 2,920 2,414 2,291 2,020

0,069 0,104 0,090 0,097 0,089 0,096 0,242 0,148 0,075 0,119 0,04 0,124 0,059 0,242 0,092 0,083 – 0,197 – 0,242 0,108 0,133 0,212 0,128 0,133

0,0179 0,0189 0,0199 0,0219 0,0202 0,0220 0,0249 0,0254 0,0259 0,0293 0,0322 0,0329 0,0280 0,0298 0,0324 0,0357 0,0059 0,0492 0,0063 0,0542 0,0101 0,0520 0,0171 0,0541 0,0492

0,0014 0,0015 0,0017 0,0021 0,0013 0,0018 0,0021 0,0025 0,0022 0,0026 0,0026 0,0027 0,0028 0,0030 0,0028 0,0027 0,0005 0,0032 0,0005 0,0016 0,0010 0,0070 0,0018 0,0029 0,0054

8 8 8 9 7 8 9 10 9 9 8 8 10 10 9 8 8 6 8 3 10 13 10 5 11

Dla poszczególnych uk³adów z planu, obliczono nastêpuj¹ce parametry statystyczne: œredni¹ arytmetyczn¹ w próbce, najmniejsz¹ i najwiêksz¹ wartoœæ w próbce, rozstêp w próbce, wariancjê w próbce, odchylenie standardowe w próbce, estymator wariancji populacji σ2, estymator odchyle-

5-2003

TRIBOLOGIA

139

nie standardowego populacji σ, odchylenie standardowe œrednich arytmetycznych z próbek o licznoœci r, odchylenie przeciêtne, wspó³czynnik skoœnoœci (asymetria) oraz wspó³czynnik sp³aszczenia (ekseces) w próbce. Wariancja niedok³adnoœci pomiarów obliczona zosta³a na podstawie wszystkich wyników 25 uk³adów planu, które to badania powtórzono piêciokrotnie i dla wartoœci wielkoœci wyjœciowej wynosi S2(z) = 6,588 · 10-5. Dla weryfikacji jednorodnoœci wariancji w uk³adach planu doœwiadczenia, przeprowadzono test Bartletta. Dla przyjêtego poziomu istotnoœci α = 0,05 i stopni swobody f = n – 1 = 24 wyznaczono wartoœæ krytyczn¹ χ2 = 299,9 oraz χ2(α) = 36,41. Z uwagi, i¿ χ2 ≥ χ2(α) wynik testu Bartletta jest negatywny. Uzyskany rezultat œwiadczy o tym, i¿ w praktyce rozproszenie wyników zu¿ycia dla ró¿nych wariantów metodycznych realizowanego eksperymentu jest istotnie zró¿nicowane. Do aproksymacji funkcji obiektu badañ, wybrano wielomian algebraiczny (liniowo – kwadratowo – interakcyjny). Dla u³atwienia obliczeñ w celu znalezienia powi¹zañ miêdzy czynnikami wejœciowymi, a czynnikiem wyjœciowym (zu¿yciem) wprowadzono nowe zmienne kodowane (unormowane) Xi. Nowa postaæ modelu to: F(I) = b0 + b1X1 + b2X2 + b3X3 + b4X4 + b11X12 + b22X22 + b33X32 + + b44X42 + b12X1X2 + b13X1X3 + b14X1X4 + b23X2X3 + b24X2X4 + b34X3X4

(4)

W wyniku przeprowadzonych badañ ustalono wartoœci poszczególnych wspó³czynników. Zatem funkcja aproksymuj¹ca (w zmiennych zakodowanych) przedstawia siê nastêpuj¹co: F(I) = 0,04370 + 0,00379X1 + 0,00506X2 + 0,00267X3 + 0,00638X4 – – 0,00738X12 – 0,00602X22 – 0,00118X32 – 0,00338X42 – 0,00010X1×X2 + + 0,00002X1×X3 + 0,00025X1×X4 + 0,00023X2×X3 + 0,00044X2×X4 – (5) – 0,00052X3×X4. B³êdy aproksymacji, czyli relacje miêdzy wartoœciami wielkoœci wyjœciowych (I) stanowi¹ce wyniki pomiarów, a odpowiednimi aproksymowanymi wartoœciami wielkoœci wyjœciowych (Î) obliczonymi z wyznaczonej funkcji aproksymacji, przedstawiaj¹ siê nastêpuj¹co [L. 15]: – maksymalny b³¹d bezwzglêdny DImax = 0,01819 [g], – b³¹d przeciêtny d = 0,006791 [g],

140

TRIBOLOGIA

5-2003

– b³¹d œredniokwadratowy M = 0,008523 [g]. Wartoœæ wspó³czynnika korelacji wielowymiarowej R = 0,77. Wykorzystuj¹c relacje normowania dokonano odkodowania zmiennych. I = – 0,016901 + 0,000470x1 + 0,001506x2 + 0,060152x3 + 0,005548x4 – – 0,000003x12 – 0,000030x22 – 0,104698x32 – 0,000422x42 – – 0,0000001x1×x2 + 0,000004x1×x3 + 0,000002x1·x4 + (6) + 0,000153x2·x3 + 0,000011x2·x4 – 0,0017175x3·x4. Dla weryfikacji istotnoœci poszczególnych wspó³czynników w modelu zastosowano test t-Studenta. Na podstawie danych wejœciowych: – wariancja niedok³adnoœci S2(z) = 6,588 · 10-5, – stopnie swobody f1 = 100, – poziom istotnoœci α = 0,05, – wartoœæ krytyczna t(a) = t(0,05) = 1,984, obliczono dla poszczególnych wspó³czynników bj odchylenie standardowe S(bj) oraz wartoœæ statystyki testu t(bj) [15]. Wyniki weryfikacji istotnoœci za pomoc¹ testu t-Studenta przyjmuje siê jako istotny je¿eli t(bj) > t(α) lub jako nieistotny gdy t(bj) ≤ t(α). Ustalono, ¿e nieistotne wspó³czynniki w modelu (6) s¹ nastêpuj¹ce: b12 = –0,00010, b13 = 0,00002, b14 = 0,00025, b23 = 0,00023, b24 = 0,00044, b33 = –0,00118, b34 = –0,00052. Nale¿a³o, zatem zaproponowaæ nowy model, bez wspó³czynników nieistotnych. Nowy model w postaci ogólnej przedstawia siê nastêpuj¹co: F(I) = b0 + b1X1 + b2X2 + b3X3 + b4X4 + b11X12 + b22X22 + b44X42.

(7)

Zatem funkcja aproksymuj¹ca obiekt badañ (w zmiennych zakodowanych) przedstawia siê nastêpuj¹co: F(I) = 0,04276 + 0,00379X1 + 0,00506X2 + 0,00267X3 + + 0,00638X4 – 0,00738X12 – 0,00602X22 – 0,00338X42.

(8)

5-2003

TRIBOLOGIA

141

B³êdy aproksymacji, czyli relacje miêdzy wartoœciami wielkoœci wyjœciowych (I) stanowi¹ce wyniki pomiarów, a odpowiednimi aproksymowanymi wartoœciami wielkoœci wyjœciowych (Î) obliczonymi z wyznaczonej funkcji aproksymacji, przedstawiaj¹ siê nastêpuj¹co [15]: – maksymalny b³¹d bezwzglêdny: ∆Imax = 0,01725 [g], – b³¹d przeciêtny: d = 0,00689 [g], – b³¹d œredniokwadratowy: M = 0,00857 [g]. Natomiast wspó³czynnik korelacji wielowymiarowej R wynosi: 0,7640. Wykorzystuj¹c relacje normowania zast¹piono zmienne zakodowane, otrzymuj¹c równanie opisuj¹ce zmiennoœæ zu¿ycia ca³kowitego w przypadku jednoczesnego oddzia³ywania wymuszeñ mechanicznych, œciernych i korozyjnych. I = – 0,016128 + 0,000465x1 + 0,001563x2 + 0,025209x3 + + 0,0056329x4 – 0,000003x12 – 0,000030x22 – 0,000422x42

(9)

Pocz¹tkowy model – wielomian aproksymacyjny dla rozwa¿nych czterech zmiennych (x1, ..., x4) obejmowa³ 15 sk³adników. Obliczona wartoœæ wspó³czynnika korelacji wynosi³a 77%. Wykorzystuj¹c test t-Studenta dokonano formalnej oceny istotnoœci wp³ywu wspó³czynników przy zmiennych decyzyjnych i ich kombinacji w badanym modelu. Wyniki obliczeñ wykaza³y, ¿e przy obni¿eniu wartoœci wspó³czynnika korelacji do 76% mo¿na by³o model uproœciæ do postaci oœmiosk³adnikowego wielomianu (równanie 8). Z analizy postaci tego równania wynika, ¿e wstêpne arbitralne wybranie zmiennych decyzyjnych (prêdkoœæ obrotowa, naciski, wymiary œcierniwa, stê¿enie medium korozyjnego) by³o uzasadnione, gdy¿ wszystkie zmienne (x1, ..., x4) wystêpuj¹ w modelu. Ocena wp³ywu zmian wartoœci zmiennych decyzyjnych na ca³kowite zu¿ycie jest trudna, jeœli rozwa¿a siê model w ostatecznej postaci (9). Do sformu³owania wniosków wygodniej jest przeanalizowaæ ten sam model w postaci zawieraj¹cej zmienne unormowane (8). WNIOSKI Sformu³owano nastêpuj¹ce wioski szczegó³owe: a. wszystkie wybrane zmienne wchodz¹ do modelu i s¹ istotne, b. zmienne decyzyjne (naciski, prêdkoœæ, stê¿enie) wystêpuj¹ zarówno w postaci sk³adników w pierwszej potêdze, jak i drugiej (ale ze znakiem ujemnym),

142

TRIBOLOGIA

5-2003

c.

tylko zmienna x3 (œcierniwo) jest sk³adnikiem liniowym w modelu. Z analizy sformu³owanych spostrze¿eñ szczegó³owych wynika, ¿e dominuj¹cy wp³yw na zu¿ycie ca³kowite w opisywanym z³o¿onym przypadku jednoczesnego zu¿ywania tribologicznego i korozyjnego maj¹ oddzia³ywania œcierne. LITERATURA

1.

Nadolny K., Tyczewski P., Specyfika zu¿ywania elementów urz¹dzeñ w cukrowniach. XXII Jesienna Szko³a Tribologiczna. Materia³y konferencyjne. Ustroñ 1998, s. 233–238. 2. Nadolny K., Tyczewski P., Czynniki wp³ywaj¹ce na zu¿ycie cierne i korozyjne w maszynach przemys³u cukrowniczego Mat. konf. IX konferencja naukowo-techniczna Budowa i eksploatacja maszyn przemys³u spo¿ywczego, Opole 2000. 3. Ïðåèñ Ã.À., Ñîëîãóá Í.À., Íåêîç À.È.: Ïîâûøåíèå èçíîñîñòîéêîñòè îáîðóäîâàíèÿ ïèùåâîé ïðîìûøëåííîñòè, Ìàøèíîñòðîåíèå, Ìîñêâà, 1979. 4. Watson S.W., Friedersdorf F.J., Madsen B.W., Cramar S.D., Methods of measuring wear – corrosion synergism, Wear, 181–183 (1995) 476–484. 5. Batchelor A.W., Stachowiak G.W., Predicting synergism between corrosion and abrasive wear, Wear, 123 (1988) 281–291. 6. Kotlyar D.C., Pitt C.H., Wadsworth M.E., Simultaneous corrosion and abrasion measurements under grinding conditions, Corrosion, 44 (1988) 221–228. 7. Madsen B.W., Standard guide for determining amount of synergism between wear and corrosion, ASME G119 – 93, 1994, Ann. Book ASTM Stand., Vol. 03.02, Wear and Erosion, Metal Corrosion, ASTM, Philadelphia, PA, 1994, pp. 507–512. 8. Assi F., Böhni H., Study of wear – corrosion synergy with a new microelectrochemical technique, Wear, 233–235, 1999, 505–514. 9. Zhang T.C., Jiang X.X., Li S.Z., Lu X.C., A quantitative estimation of the synergy between corrosion and abrasion, Corrosion Science, Vol. 36, No. 12, 1994, 1953–1962. 10. Nadolny K., Tyczewski P., Experimental study of process abrasive – corrosive, Functional Surfaces, Trencin, 2002. 11. Pitt C.H., Chang Y.M., Wadsworth M.E., Kotlyar D., Laboratory abrasion and electrochemical test methods as a means of determining mechanism and rates of corrosion and wear in ball mills, Int. J. Miner. Process., 22 (1988) 361–380.

5-2003

TRIBOLOGIA

143

12. Tyczewski P., Rozprawa doktorska Politechnika Poznañska 2002 13. Kacprzyñski B., Planowanie eksperymentów. Podstawy matematyczne. WNT, Warszawa, 1974. 14. Mañczak K., Technika planowania eksperymentu, WNT, 1976. 15. Polañski Z., Górecka-Polañska R., Program CADEX. Planowanie i analiza statystyczna badañ doœwiadczalnych z zastosowaniem planów statystycznych zdeterminowanych, Wyd. CERMET, Kraków, 1992. Recenzent: Jan BURCAN

Summary It in aim of meeting of quantitative reports between wear, the being effect of simultaneous working of destructive frictional processes and corrosive, near occurrence of influences of solid fulfilling the part of abrading winding phase, the experimental cognitive investigations were executed was. It was executed from utilization in proposed model conditions universal frictional machine engine. The plan of investigations was based on statistical methods the facing of multifactorial experiences. The results of experiment were introduced in the figure of mathematical patterned representative the quantitative description the physically occurrent phenomena and processes.

144

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

145

Antoni NEYMAN*, Pawe³ ROMANOWSKI*, Leszek D¥BROWSKI*

WÊZ£Y CIERNE STABILIZATORA POLA OPERACYJNEGO SERCA

FRICTION JOINTS OF SURGICAL AREA HEART STABILIZER

S³owa kluczowe: operacje naczyñ wieñcowych, mechaniczna stabilizacja pola operacyjnego, wêz³y cierne. Key words: surgical operations of coronary vessels, mechanical stabilisation of surgical area, friction joints. Streszczenie: W wyniku wspó³pracy pomiêdzy Katedr¹ Konstrukcji i Eksploatacji Maszyn Politechniki Gdañskiej i Instytutem Kardiologii Akademii Medycznej w Gdañsku skonstruowano pierwszy w Polsce i w Europie stabilizator pola operacyjnego na pracuj¹cym sercu, urz¹dzenie niezbêdne do prowadzenia operacji kardiochirurgicznych bez w³¹czania kr¹¿enia pozaustrojo* Politechnika Gdañska, Wydzia³ Mechaniczny, Katedra Konstrukcji i Eksploatacji Maszyn

146

TRIBOLOGIA

5-2003

wego. Urz¹dzenie to poprzez chwytak z par¹ przyssawek unosi serce i unieruchamia powierzchniê pomiêdzy przyssawkami ograniczaj¹c przemieszczenia wynikaj¹ce z pulsacji serca do wartoœci poni¿ej 1 mm. Wykonany w Gdañsku stabilizator potwierdzi³ pe³na przydatnoœæ jako urz¹dzenie umo¿liwiaj¹ce przeprowadzania operacji „pomostowania” naczyñ wieñcowych na pracuj¹cym sercu. Przeprowadzono badania doœwiadczalne oporów ruchu w wêz³ach ciernych stabilizatora oraz numeryczn¹ analizê sztywnoœci jego struktury. Oszacowane na podstawie wyników badañ wartoœci wspó³czynnika tarcia w przegubach stabilizatora zawiera³y siê w granicach 0,17 do 0,42. Badania wykaza³y wystarczaj¹c¹ sztywnoœæ i pewnoœæ dzia³ania stabilizatora. WSTÊP Rozpowszechnienie chorób uk³adu kr¹¿enia powoduje koniecznoœæ wykonywania zabiegów kardiochirurgicznych (w Polsce rocznie ok. 20 tysiêcy). Powszechne jest wykonywanie operacyjnego pomostowania têtnic wieñcowych. Takich zabiegów wykonujê siê rocznie w Polsce ok. 10 tysiêcy. Przeprowadzanie takich zabiegów, bez w³¹czania kr¹¿enia pozaustrojowego, jest bardzo korzystne dla pacjenta, zmniejsza ryzyko operacji i przyœpiesza rekonwalescencjê oraz zdecydowanie obni¿a koszt operacji. Koszt jednorazowego u¿ycia sztucznego p³uco-serca wynosi bowiem ok. 1500 USD. Do przeprowadzenia zabiegów operacyjnych bez kr¹¿enia pozaustrojowego niezbêdne jest unieruchomienie czêœci powierzchni serca podlegaj¹cej zabiegowi (w celu zmniejszenia amplitudy ruchów), przy pomocy specjalnych urz¹dzeñ mechanicznych (stabilizatorów), mocowanych do sto³u lub do tzw. rozwieracza mostka. W Ameryce i Europie Zachodniej stosowany jest stabilizator firmy MEDTRONIC (Medtronic Octopus Tissue Stabilization Unit). Urz¹dzenie to ze wzglêdu na wysoki koszt (jednorazowe u¿ycie ok. 800 USD) nie jest powszechnie dostêpne w polskiej kardiochirurgii. Urz¹dzenie to stabilizuje pole operacyjne poprzez ucisk serca, co nie jest korzystne ze wzglêdów medycznych. Od roku 2000 trwaj¹ na Wydziale Mechanicznym Politechniki Gdañskiej i w Klinice Kardiochirurgii IK AM w Gdañsku badania nad stabilizatorem w³asnej konstrukcji. Powsta³y prototypy stabilizatora [L. 1, 2], które po serii badañ opatentowano i wprowadzono do u¿ytku klinicznego [L. 3, 4]. Do chwili obecnej wykonano ponad 500 operacji na pracuj¹cym sercu wykorzystuj¹c te w³aœnie stabilizatory. S¹ to jedyne urz¹dzenia tego

5-2003

TRIBOLOGIA

147

typu skonstruowane, wyprodukowane i wprowadzone do u¿ytku klinicznego w Polsce i w Europie. Wyniki leczenia chirurgicznego s¹ porównywalne do danych publikowanych z oœrodków w Europie zachodniej i Ameryce [L. 5, 6]. Urz¹dzenie polskie dzia³a na zasadzie unoszenia serca poprzez przyssawki pod³¹czone do pompy pró¿niowej, co jest medycznie korzystniejsze. Koszt jednorazowego u¿ycia urz¹dzenia wykonanego w Politechnice Gdañskiej wynosi ok. 100 z³. Wprowadzenie do powszechnego u¿ytku taniego polskiego urz¹dzenia rozwi¹za³oby nie tylko problem ekonomiczny, ale tak¿e powa¿ny problem spo³eczny, znacznie zwiêkszaj¹c dostêpnoœæ zabiegów na pracuj¹cym sercu, bez w³¹czania kr¹¿enia pozaustrojowego. KONSTRUKCJA STABILIZATORA GDAÑSKIEGO Podstawowe problemy konstrukcyjne, jakie trzeba by³o rozwi¹zaæ to zapewnienie sztywnoœci ca³ego uk³adu w tym szczególnie przegubów ciernych niezbêdnych dla zapewnienia wymaganej liczby stopni swobody urz¹dzenia. Sztywnoœæ t¹ nale¿a³o zapewniæ przy mo¿liwie ma³ych wymiarach urz¹dzenia, takich aby nie utrudnia³y dostêpu do pola operacyjnego na pracuj¹cym sercu. Dodatkowym wymaganiem by³a ³atwoœæ demonta¿u urz¹dzenia na poszczególne elementy tak, aby mo¿na by³o poddaæ je sterylizacji. Opracowuj¹c konstrukcjê polskiego stabilizatora wykonano kilka prototypów. Schemat najnowszej wersji stabilizatora przedstawiono na Rys. 1. Na Rysunkach 2 i 3 przedstawiono zasadnicze zespo³y stabilizatora zaœ na Rys. 4 zdjêcie stabilizatora. 4

5

IV 2

II III

1

I

3

B

A

C

V

Rys. 1. Schemat stabilizatora gdañskiego Fig. 1. Scheme of the gdañsk stabilizer

I – zacisk statywu na rozwieraczu mostka, II – przegub kulisty statywu, III – przegub kulisty uchwytu, IV – przegub walcowy ramienia chwytaka, V – przegub kulisty chwytaka, VI – zacisk ciêgna ramienia chwytaka; 1 – chwytak, 2 – ramiê chwytaka, 3 – uchwyt szczêkowy ramienia, 4 – ramiê statywu, 5 – statyw A – pompa ss¹ca, B – pole operacyjne serca, C – prowadnica rozwieracza mostka

TRIBOLOGIA

148

5-2003

5 3

III

4

II

2

I IV

C

Rys. 2. Szkic konstrukcyjny statywu z ramieniem i uchwytem szczêkowym Fig. 2. Design sketch of stand with arm and clamp holder

V

6

2

2 – ramiê chwytaka 6 – ciêgno przegubu chwytaka Rys. 3. Szkic konstrukcyjny ramienia chwytaka Fig. 3. Design sketch of holder arm

VI

5-2003

TRIBOLOGIA

Ramiê statywu

149

Statyw

Ramiê chwytaka

Sztywny chwytak Uchwyt szczêkowy

Chwytak z przyssawkami

Rys. 4. Zdjêcie stabilizatora „gdañskiego” Fig. 4. Image of gdañsk stabilizer

BADANIA OPORÓW TARCIA W PRZEGUBACH STABILIZATORA W celu sprawdzenia pewnoœci dzia³ania wêz³ów ciernych stabilizatora przeprowadzono badania oporów tarcia we wszystkich jego przegubach. W okreœlonej odleg³oœci od œrodka ka¿dego z przegubów przyk³adano si³ê przy u¿yciu dynamometru zwiêkszaj¹c j¹ a¿ do uzyskania pocz¹tku poœlizgu. Wyniki pomiarów podano w Tabelach 1 i 2. Schemat uk³adu pomiarowego wyjaœniaj¹cy oznaczenia podane w tabelach przedstawiono na Rys 5.

TRIBOLOGIA

150

5-2003

Z X Y

P2z IV

R2

III

VI

Gs

II

G s – ciê¿ar serca, P z2 – obci¹¿enie wêz³a 2 w kierunku osi z, I – wêze³ cierny mocuj¹cy statyw do rozwieracza, II – przegub kulisty statywu, III – przegub kulisty ramienia, IV – przegub walcowy wysiêgnika, V – przegub kulisty chwytaka, VI – wêze³ zaciskowy ciêgna, R1 – promieñ obci¹¿enia wêz³a I, R2, R3, R4, R5, – promienie obci¹¿eñ wêz³ów II, III, IV i V

R3

I R4

R1

V R5 R2max

Rys. 5. Schemat uk³adu do pomiaru oporów tarcia w wêz³ach stabilizatora serca Fig. 5. Scheme of the stand for friction torque measurement in heart stabilizer joints Tabela 1. Wartoœci obci¹¿eñ wywo³uj¹cych poœlizg w przegubach i odpowiadaj¹ce im szacowane wartoœci wspó³czynników tarcia (moment dokrêcenia przegubów 0,8Nm) Table 1. Values of loads causing slip in joints and corresponding values of estimated frition coeficient values (screw moment 0,8Nm)

Wêze³ cierny I R1x

ì

P1x

[mm] [N]

Przegub III R3x

P3x

[mm]

[N]

Przegub IV ì

R4x

P4x

[mm]

[N]

Przegub V ì

R5x

P5x

[mm]

[N]

ì

100

60

0,30

100

20

0,40

50

20 0,20

140

7,5 0,21

150

41

0,31

150

13

0,39

60

18 0,22

100

11 0,22

150

45

0,34

100

19

0,38

60

17 0,20

100

12 0,24

Przegub II R2z

P2z

Przegub III ì

[mm] [N]

R3z

P3z

[mm]

[N]

Przegub V ì

R5z

P5z

[mm]

[N]

ì

100

60

0,40

100

18

0,36

100

13 0,26

150

42

0,42

150

12

0,36

150

8

0,24

100

62

0,41

100

17

0,34

150

9

0,27

5-2003

TRIBOLOGIA

151

Tabela 2. Wartoœci obci¹¿eñ wywo³uj¹cych poœlizg w przegubach i odpowiadaj¹ce im szacowane wartoœci wspó³czynników tarcia (moment dokrêcenia przegubów 0,4Nm) Table 2. Values of loads causing slip in joints and corresponding values of estimated frition coeficient values (screw moment 0,4Nm)

Wêze³ cierny I R1x

P1x

[mm]

[N]

100

35

150

22

150

21

ì

Przegub III

Przegub IV ì

R3x

P3x

[mm]

[N]

0,35

100

10

0,40

60

7

0,33

150

7

0,42

50

10

0,31

100

12

0,48

50

10

ì

R3z

P3z

ì

R5z

P5z

[mm]

[N]

[mm]

[N]

Przegub II

Przegub III

R4x

P4x

[mm]

[N]

Przegub V ì

ì

R5x

P5x

[mm]

[N]

0,17

140

5

0,28

0,20

100

8

0,32

0,20

120

7,2

0,34

Przegub V ì

R2z

P2z

[mm]

[N]

100

24

0,32

100

11

0,44

100

9

0,36

150

18

0,36

150

8

0,48

150

7

0,42

100

25

0,33

150

7

0,42

100

10

0,40

Pomiary przeprowadzono przy dwóch wartoœciach momentu dokrêcaj¹cego z³¹cza œrubowe M6, zaciskaj¹ce przeguby. Wartoœæ maksymalna ok. 0,8 Nm, wartoœæ minimalna ok. 0,4 Nm. Przy za³o¿onej wartoœci wspó³czynnika tarcia µ = 0,2; obliczona si³a docisku œruby M6, wywo³ana momentem dokrêcaj¹cym o wartoœci 0,8 Nm, wynosi ok. 1000 N. Przy takiej wartoœci si³y docisku moment tarcia w przegubie kulistym II (œrednica 15 mm) powinien wynosiæ ok. 3Nm. Rzeczywisty, pomierzony moment tarcia odpowiadaj¹cy pocz¹tkowi poœlizgu w przegubie wynosi³ ok. 6 Nm (Tabela 1). Oznacza to, ¿e rzeczywisty wspó³czynnik tarcia w przegubie wynosi³ ok. 0,4. Podobna sytuacja wyst¹pi³a przy wartoœci momentu dokrêcenia 0,4 Nm (Tabela 2). Œrednice przegubów III, IV, i V wynosz¹ po 10 mm. Pomierzone wartoœci momentów tarcia, odpowiadaj¹ce pocz¹tkowi poœlizgu, by³y znacznie zró¿nicowane, zbli¿one do obliczonych lub wiêksze. Analiza wyników pomiarów wskazuje na dwa ciekawe spostrze¿enia. Po pierwsze rzeczywiste wartoœci wspó³czynników tarcia okaza³y siê du¿e, czêsto znacznie wiêksze od spodziewanych. Po drugie stwierdzono znaczne zró¿nicowanie wartoœci wspó³czynników tarcia wynikaj¹cych

152

TRIBOLOGIA

5-2003

z mierzonych wartoœci momentów, w ró¿nych przegubach wykonanych z tego samego materia³u, stali nierdzewnej. Po trzecie ma³e rozrzuty i ma³e wartoœci wspó³czynników tarcia wyst¹pi³y w przegubie IV. Ma³e rozrzuty wartoœci wspó³czynnika tarcia wykaza³ te¿ wêze³ cierny I. Mo¿na to wyt³umaczyæ wp³ywem dok³adnoœci wykonania poszczególnych wêz³ów na wartoœæ momentu potrzebn¹ do wywo³ania poœlizgu w przegubie. W wêŸle ciernym I mamy do czynienia ze stykiem p³askim. Mo¿liwoœæ uzyskania dok³adnej obróbki jest tu znacznie wiêksza ni¿ w przypadku kuli (przeguby II i III). Przegub IV – walcowy jest tak¿e znacznie ³atwiejszy w uzyskaniu dok³adnej obróbki – ma³ych b³êdów kszta³tu. W przypadku wêz³ów kulistych b³êdy wykonania kul powoduj¹ z jednej strony, ¿e z³¹cze staje siê w pewnej mierze kszta³towo cierne, a wp³yw b³êdów kszta³tu na wartoœæ momentu poœlizgu uzale¿niony jest od ustawienia kuli w uchwycie. W tym przypadku, kiedy potrzebna jest tylko samonastawnoœæ monta¿owa przegubów, w momencie ustawiania chwytaka i dostosowania jego po³o¿enia do pola operacyjnego, przed zaciœniêciem przegubów, dok³adnoœæ wykonania kul przegubów nie ma istotnego znaczenia. Ta niedok³adnoœæ wykonania mo¿e powodowaæ zwiêkszenie oporów obrotu przegubu. B³êdy kszta³tu mog¹ mieæ oczywiœcie wp³yw na zu¿ywanie wêz³ów. Skojarzenia z wysokochromowej stali (Cr> 18%) maj¹ bardzo kiepskie w³aœciwoœci tribologiczne (wyraŸn¹ sk³onnoœæ do zacierania). SYMULACYJNE BADANIA SZTYWNOŒCI STRUKTURY STABILIZATORA Przeprowadzono tak¿e symulacyjne badania sztywnoœci struktury stabilizatora modeluj¹c go przy pomocy MES. Wp³yw poszczególnych podzespo³ów wspó³odpowiedzialnych za mechaniczn¹ stabilizacjê pola operacyjnego (ramienia chwytaka A, uchwytu szczêkowego ze œrub¹ B oraz ramienia statywu C, wg Rys. 6a) oceniono okreœlaj¹c ich udzia³ w ca³kowitym przemieszczeniu koñca ramienia chwytaka. Przemieszczenie uA, uwzglêdniaj¹ce tylko podatnoœæ rurki ramienia chwytaka A pod wp³ywem Fx okreœlono na podstawie modelu MES, w którym model szczêki ze œrub¹ zast¹piono sztywnym podparciem. Przemieszczenie uA+B, uwzglêdniaj¹ce ³¹czn¹ podatnoœæ rurki ramienia przyssawki A oraz szczêki ze œrub¹ B pod wp³ywem Fx okreœlono na podstawie pe³nego modelu MES. Przemieszczenie uA+B+C uwzglêdnia dodatkowo podatnoœæ ramienia statywu C okreœlan¹ jak na Rys. 6b.

5-2003

TRIBOLOGIA

153

a) Przemieszczenie ramienia przyssawki jako skutek deformacji ramienia chwytaka A, szczêki ze œrub¹ B oraz ramienia statywu C przy obci¹¿eniu ramienia chwytaka w kier. X, b) Przemieszczenia ramienia przyssawki od deformacji ramienia statywu (obci¹¿enie ramienia przyssawki w kier. X).

Rys. 6. Schemat odkszta³ceñ elementów stabilizatora Fig. 6. Scheme of stabilizer elements deflections

Wyniki obliczeñ wykazuj¹, ¿e przemieszczenie ramienia przyssawki g³ównie powodowane jest przez odkszta³cenie ramienia statywu C. W wynikach obliczeñ ramienia przyssawki A i szczêki ze œrub¹ B (uA+B) mo¿na zaobserwowaæ istotne nieliniowe zjawiska zwi¹zane z tarciem, jednak ich skala jest znacznie mniejsza, a obszar wystêpowania poza zakresem istotnym dla stabilizacji pola operacyjnego (Fx > 15 [N]). Za³o¿ono bowiem, ¿e maksymalne obci¹¿enie dzia³aj¹ce na chwytak stabilizatora, pochodz¹ce od pulsuj¹cego serca nie przekrocz¹ 15 N. W obliczeniach przyjêto jednakowy wspó³czynnik tarcia spoczynkowego i ruchowego µ = 0,2. Zwiêkszony spadek sztywnoœci, obserwowany na charakterystyce uA+B = u(Fx) w zakresie Fx= 17÷30 [N] (Rys.7) jest wynikiem wyst¹pienia poœlizgu rurki ramienia przyssawki w szczêce. Ewentualne zanieczyszczenie powierzchni rurki ramienia przyssawki mo¿e zmniejszyæ obci¹¿enie potrzebne do spowodowania poœlizgu. Podobnie mo¿na przyspieszyæ wyst¹pienie poœlizgu w szczêce poprzez zmniejszenie napiêcia wstêpnego œru-

154

TRIBOLOGIA

5-2003

by M6 do wartoœci poni¿ej σr= 150 [Mpa] (w rdzeniu gwintu). W zakresie Fx= 30÷50 [N] przemieszczanie koñca ramienia przyssawki jest zwi¹zane ze sta³¹ sztywnoœci¹ giêtn¹ rurki ramienia przyssawki, natomiast powy¿ej tego zakresu obci¹¿enia nastêpuje ju¿ istotna deformacja rurki w szczêce z zaciskiem œrubowym.

Rys. 7. Obliczone przemieszczenie ramienia chwytaka jako skutek odkszta³cenia ramienia chwytaka A, szczêki ze œrub¹ B oraz ramienia statywu C Fig. 7. Calculated displacement of holder arm as a result of holder arm A deflection, clamp with screw B and stand arm C

Zarówno wyniki pomiarów jak te¿ wyniki analizy numerycznej wykazuj¹, ¿e w obszarze roboczych obci¹¿eñ stabilizatora zapewniona jest wystarczaj¹ca sztywnoœæ jego struktury, ze wspó³czynnikiem bezpieczeñstwa powy¿ej 2. Maksymalne wartoœci przemieszczeñ chwytaka wynosz¹ poni¿ej 1 mm. PODSUMOWANIE Skonstruowany i wdro¿ony do stosowania pierwszy w Polsce i w Europie stabilizator pola operacyjnego serca okaza³ siê w pe³ni przydatny do przeprowadzania operacji kardiochirurgicznych na pracuj¹cym sercu. Struktu-

5-2003

TRIBOLOGIA

155

ra stabilizatora, zminimalizowana ze wzglêdu na dostêp do pola operacyjnego, okaza³a siê wystarczaj¹co sztywna, a przeguby cierne zapewniaj¹ wystarczaj¹co du¿e opory tarcia. Gdañski stabilizator, co najmniej równorzêdny pod wzglêdem funkcjonalnym z urz¹dzeniem firmy MEDTRONIC, jest od niego ok. trzydziestokrotnie tañszy w u¿yciu. LITERATURA 1. 2. 3.

4. 5. 6.

Rogowski J., Maciakowski R., Romanowski P.: Urz¹dzenie do unieruchamiania pola operacji chirurgicznej wykonywanej na pracuj¹cym sercu. Zg³oszenie patentowe P337855 z dnia 14.01.2000 r. Rogowski J., Maciakowski R., Romanowski P.: Przyssawka urz¹dzenia do unieruchamiania pola operacji chirurgicznej wykonywanej na pracuj¹cym sercu. Zg³oszenie patentowe W110491 z dnia 14.012000 r. Siebert J., Rogowski J., Anisimowicz L., Kaczmarek M., Brzeziñski M., Narkiewicz M.: Pomostowanie têtnic wieñcowych. Œródoperacyjna ocena przep³ywu w têtnicy piersiowej wewnêtrznej metod¹ termografii. Kardiol. Pol. 1999; 50: 3222–328. Rogowski J., Jarmoszewicz K., Jagielak D., Anisimowicz L., Siebert J., Narkiewicz M.: Mniej inwazyjne zabiegi przês³owania aortalno-wieñcowego. Wiadomoœci Lekarskie. 1999; 52(9–10): 488–493. Lango R., Rogowski J.: Znieczulenie i leczenie oko³ooperacyjne chorych poddanych mniej inwazyjnym zbiegom kardiolochirurgicznym. Anestezjologia Intensywna Terapia. 2000, 32, 29–33. Siebert J. Rogowski J., Jagielak D., Anisimowicz L., Lango R., Narkiewicz M.: Atrial Fibrillation after coronary artery bypass grafting without cardiopulmonary bypass. European J. Cardiothorac. Surg. 2000. 00. 1–4.

Recenzent: Jan BURCAN Summary The first Polish and European stabilizer of surgical area on working heart was designed in Gdañsk University of Technology in cooperation with Medical Academy in Gdañsk. The stabilizer is necessary for operation without putting on extrasomatic circulation. American stabilizer (Medtronic Octopus Tissue Stabilization Unit) stabilizes opera-

156

TRIBOLOGIA

5-2003

tion area by pressing a heart what is not advantageous from medical point of view. Polish stabiliser is keeping a heart rising it up by means of suckers connected to vacuum pump what is much better. The cost of use of Polish stabilizer is about thirty times less than American. Stand research and numerical calculation proved sufficient stiffness of stabilizer structure and enough big friction moments in its joints. Stand testing of friction torque in stabilizer joints showed that friction torque depends significantly on accuracy of its shape. Calculated friction coefficient was the smallest and most repeatable in joints of the best shape accuracy. Clinical tests of the stabilizer confirmed its full usability for surgical operation on working heart.

5-2003

TRIBOLOGIA

157

Stanis³aw NOSA*L, Jan GRZEŒKOWIAK**

WYKORZYSTANIE WSPÓ£CZYNNIKA TARCIA DO OCENY ODPORNOŒCI NA ZU¯YCIE ¯ELIWNEGO SKOJARZENIA ŒLIZGOWEGO

USING THE COEFFICIENT OF FRICTION TO ASSESS THE EAR RESISTANCE OF CAST IRON SLIDING CONNECTIONS

S³owa kluczowe: ¿eliwo, wspó³czynnik tarcia, zu¿ycie Key words: cast iron, coefficient of friction, wear Streszczenie W referacie przedstawiono metodê i wyniki badania odpornoœci na zu¿ycie ¿eliwa ZlCu1,4PVB, stosowanego na tuleje cylindrowe silników okrêtowych. Próbki ¿eliwa ró¿ni³y siê wielkoœci¹ wydzieleñ eutektyki fosforo* Politechnika Poznañska, ** H. Cegielski – CBR Sp. z o.o. Laboratorium Centralne Poznañ.

158

TRIBOLOGIA

5-2003

wej i dodatkiem Ni. Próba zu¿ycia prowadzona by³a tak, aby na ca³ej drodze tarcia (s = 5000 m) wspó³czynnik tarcia µ nie by³ wiêkszy ni¿ przyjêta wartoœæ µi < µkr. Wartoœci µi wynosi³y: µ1 = 0,115, µ2 = 0,160, µ3 = 0,220, µkr = 0,310. Jeœli w czasie próby zu¿ycia zachodzi³o, ¿e µ = µi, wówczas skojarzenie by³o impulsowo smarowane. Stwierdzono, ¿e metoda umo¿liwia porównanie odpornoœci na zu¿ycie ¿eliw nieznacznie ró¿ni¹cych siê sk³adem chemicznym i struktur¹. WSTÊP ¯eliwo jest podstawowym materia³em stosowanym do produkcji tulei cylindrowych silników spalinowych, w tym równie¿ silników okrêtowych napêdu g³ównego. Mo¿na przypuszczaæ, ¿e dziêki dobrym w³aœciwoœciom technologicznym i tribologicznym tym materia³em jeszcze d³ugo pozostanie. Autorzy tego artyku³u przeprowadzili wiele badañ dotycz¹cych trwa³oœci skojarzenia tuleja cylindrowa silnika okrêtowego – pierœcieñ t³okowy. Badania te dotyczy³y g³ównie wp³ywu na w³aœciwoœci tribologiczne (odpornoœæ na zacieranie i zu¿ycie, przebieg i niezawodnoœæ docierania) takich m.in. czynników jak: dodatek boru do ¿eliwa ZlCu1,4PV, wielkoœæ i stopieñ uszkodzenia wydzieleñ fazy twardej (eutektyki fosforowej z cementytem) i chropowatoœci technologicznej. Wyniki tych badañ zosta³y opublikowane m.in. w pracach [L. 1–5]. Pewien problem badawczy dotyczy³ oceny odpornoœci na zu¿ycie ¿eliw stosowanych na tuleje cylindrowe, które nieznacznie ró¿ni³y siê struktur¹ lub sk³adem chemicznym. W próbach prowadzonych w tradycyjny sposób (sta³e obci¹¿enie, prêdkoœæ i czas, tarcie suche lub ustalone warunki smarowania) nie wystêpowa³y istotne ró¿nice zu¿ycia [L. 2, 3]. Dlatego opracowano w³asn¹ metodê oceny odpornoœci na zu¿ycie. Celem artyku³u jest przedstawienie opracowanej metody oceny odpornoœci na zu¿ycie ¿eliwnych skojarzeñ œlizgowych oraz wyników uzyskanych za jej pomoc¹. METODA Po jednokrotnym nasmarowaniu ¿eliwnego skojarzenia œlizgowego lub smarowaniu go za pomoc¹ poduszki nas¹czonej niewielk¹ iloœci¹ oleju, wartoœæ wspó³czynnika tarcia po okresie docierania nieznacznie maleje i stabilizuje siê na pewnym sta³ym poziomie – Rys. 1. Po okresie stabilizacji nastêpuje widoczny spadek wartoœci wspó³czynnika tarcia a nastêpnie

5-2003

TRIBOLOGIA

159

jego wzrost a¿ do wartoœci krytycznej, której przekroczenie zapocz¹tkowuje nieodwracalne zmiany w warstwie wierzchniej tr¹cych siê elementów. Impulsowe smarowanie skojarzenia po przekroczeniu krytycznej wartoœci wspó³czynnika tarcia nie doprowadza ju¿ do stabilizacji wspó³czynnika tarcia – Rys. 2. Nastêpuje intensywne zu¿ywanie tr¹cych siê elementów skojarzenia, któremu towarzyszy znaczne uszkodzenie ich powierzchni. Jest to równoznaczne z zapocz¹tkowaniem zacierania. Doœwiadczalnie ustalono, ¿e dla próbek wykonanych z ¿eliwa stosowanego na tuleje cylindrowe silników okrêtowych wspó³pracuj¹cych œlizgowo z przeciwpróbkami z ¿eliwnego pierœcienia t³okowego, krytyczna wartoœæ wspó³czynnika tarcia wynosi µkr = 0,310. Proponowana metoda oceny odpornoœci na zu¿ycie ¿eliw o niewielkich ró¿nicach sk³adu chemicznego i struktury polega na przyjêciu trzech wartoœci wspó³czynnika tarcia µi < µkr. FN

µ

µ kr

s

Rys. 1. Przebieg wspó³czynnika tarcia w funkcji drogi (s³abe smarowanie) Fig. 1. Coefficient of friction as a function of road (weak lubrication) µ

impulsy smarownicze

µ kr

s

Rys. 2. Przebieg wspó³czynnika tarcia po przekroczeniu wartoœci krytycznej Fig. 2 Coefficient of friction after exceeding critical point

TRIBOLOGIA

160

5-2003

Próba zu¿ycia prowadzona jest tak, ¿eby na ca³ej drodze tarcia wspó³czynnik tarcia µ < µi. Wówczas, gdy chwilowy wspó³czynnik tarcia osi¹gnie wartoœæ µ = µi skojarzenie jest impulsowo smarowane, co schematycznie przedstawiono na Rys. 3. Przyjêto nastêpuj¹ce wartoœci wspó³czynnika tarcia µi: µ1 = 0,115, µ2 = 0,160, µ3 = 0,220. Technicznie próbê zu¿ycia prowadzono w nastêpuj¹cy sposób. Najpierw skojarzenie docierano przy wzrastaj¹cym obci¹¿eniu wynosz¹cym 200 N przez 5 minut i 500 N (5 minut). Nastêpnie obci¹¿enie zwiêkszono do 1000 N i próbê prowadzono tak d³ugo, aby ca³kowita droga tarcia wynios³a s = 5000 m. W sposób ci¹g³y rejestrowano moment tarcia i temperaturê przeciwpróbki. Jeœli moment tarcia osi¹ga³ przyjêt¹ w danej próbie wartoœæ µi, wtedy próbkê smarowano za pomoc¹ poduszki filcowej nasyconej olejem parafinowym. Do ka¿dej próby u¿ywano nowej poduszki nasyconej tak¹ sam¹ iloœci¹ oleju. Si³a i czas docisku poduszki w czasie smarowania by³y jednakowe. Po zakoñczonej próbie okreœlano zu¿ycie wagowe próbki (kr¹¿ka) i liniowe przeciwpróbki (szerokoœæ œladu wytarcia) oraz liczbê impulsów smarowniczych na drodze tarcia s = 5000 m.

1

2

n

s s = 5000 m

Rys. 3. Schematyczny przebieg próby zu¿ycia; 1, 2,.. n – impulsy smarownicze Fig. 3. Chart of wear test process; 1, 2,.. n – lubrication

5-2003

TRIBOLOGIA

161

WARUNKI I WYNIKI BADAÑ Informacja o próbkach Próbki oznaczone symbolami A, N, Zl, wykonano w postaci kr¹¿ków o œrednicy 49–56 mm i szerokoœci – 12 mm. Próbki A i N pobrane zosta³y z tulei cylindrowej silnika okrêtowego z rodziny RTA odlanej z ¿eliwa ZlCul,4PVB. Próbki Zl zosta³y wykonane z ¿eliwa szarego o symbolu Zl 200 i s³u¿y³y do celów porównawczych. Przeciwpróbkê wykonano z pierœcienia t³okowego odlanego z ¿eliwa firmy Daros, stosowanego w tym samym silniku. Mia³a ona kszta³t p³ytki prostopad³oœciennej o wymiarach 16×10×5.Próbki A i N (Tablica 1) ró¿ni³y siê zawartoœci¹ i wielkoœci¹ wydzieleñ fazy twardej, natomiast posiada³y tak¹ sam¹ zawartoœæ w niej steadytu. Próbka N zawiera³a dodatek niklu wynosz¹cy 0,178%. Próbki Zl ró¿ni³y siê znacz¹co od pozosta³ych sk³adem chemicznym, wielkoœci¹ wydzieleñ fazy twardej i zawartoœci¹ w niej steadytu. Tablica 1. Charakterystyka ¿eliw stosowanych na próbki (kr¹¿ki) i przeciwpróbki (p³ytki) Tab. 1. Characteristics of cast irons used as samples (disks) and counter-samples (plates) L. p. 1 2 3 1

Materia³ ZlCu1,4PVB ZlCu1,4PVB Zl 200 ¯eliwo Daros

Element pary tr¹cej

Symbol próbek

Rodzaj odlewu

Klasa wydzieleñ FT

ZawartoϾ FT [%]

Udzia³ F2 w FT [%]

Próbka

A

p

6

5

30

Próbka

N

k

4–5

7,1

30

Próbka

Zl

p

1–2

2

100

Przeciwpróbka

K

k

bardzo drobne

2

50

Uwagi

dodatek Ni

FT – faza twarda, F2 – eutektyka fosforowa, p – odlew piaskowy, k – odlew kokilowy

Oprócz badañ metalograficznych próbek i przeciwpróbek zmierzono tak¿e ich twardoœæ metod¹ Brinella wg PN-91/H-04350 i mikrotwardoœæ metod¹ Vickersa. Wyniki tych pomiarów zamieszczono w Tablicach 2 i 3.

TRIBOLOGIA

162

5-2003

Tablica 2. Twardoœæ HB-10/3000/15 próbek i przeciwpróbki Tab. 2. Hardness of samples and counter-samples Oznacz. próbki Twardoœæ HB

A 210

N 229

Zl 205

K 201

Tablica 3. Mikrotwardoœæ HV0,2 fazy twardej w próbkach Tab. 3. Microhardness of hardness phase in samples Sk³adnik fazy twardej

Oznaczenie próbki

Steadyt

A N

Cementyt 1087 1193

Zl

brak

666

Pomiar mikrotwardoœci steadytu w próbkach A i N nie zosta³ wykonany ze wzglêdu na zbyt ma³e wydzielenia tej fazy. WARUNKI I WYNIKI BADAÑ Warunki te zosta³y ju¿ w du¿ym stopniu omówione w poprzednim punkcie artyku³u. Tytu³em uzupe³nienia nale¿y dodaæ, ¿e badania prowadzono na maszynie tarciowej typu Amsler. Prêdkoœæ œlizgania wynosi³a V = 0,56 m/s. Próbki i przeciwpróbki mia³y chropowatoœæ ok. Ra= 0,50 µm. Uzyskane wyniki przedstawiono w Tablicach 4–6. Podano w nich wartoœci œrednie wraz z odchyleniem standardowym. Tablica 4. Zu¿ycie wagowe Zw próbek ¿eliwnych (A, N, Zl) w zale¿noœci od przyjêtych wartoœci wspó³czynnika tarcia µ Tab. 4. Weight wear Zw for different cast irons (A, N, Zl) and values of coefficient of friction µ Wartoœæ µ

A

Zw · 10-4 [g] N

Zl

µ ≤ µ 1 = 0,115

9,2 ± 4,5

27,8 ±13,1

376,9 ±374,0

µ ≤ µ 2 = 0,160

51,0 ±14,0

253,4 ± 101,1

–

µ ≤ µ 3 = 0,220

92,3 ± 25,3

362,4 ± 238,9

–

5-2003

TRIBOLOGIA

163

Tablica 5. Szerokoœæ œladu zu¿ycia Zl na przeciwpróbce w zale¿noœci od rodzaju ¿eliwa (A, N, Zl) i przyjêtych wartoœci wspó³czynnika tarcia µ Tab. 5. Linear wear Zl of counter-sample according to type of cast iron (A, N, Zl) and coefficient of friction µ Wartoœæ µ

A

Zl [mm] N

Zl

µ ≤ µ 1 = 0,115

2,46 ± 0,49

2,27 ± 0,41

2,32 ± 0,77

µ ≤ µ 2 = 0,160

3,00 ± 0,59

3,64 ± 0,44

–

µ ≤ µ 3 = 0,220

3,50 ± 0,43

3,83 ± 0,63

–

Tablica 6. Liczba impulsów smarowniczych w zale¿noœci od rodzaju ¿eliwa (A, N, Zl) i przyjêtych wartoœci wspó³czynnika tarcia µ Tab. 6. Number of lubrication impulses according to type of cast iron (A, N, Zl) and coefficient of friction µ Wartoœæ µ

A

N

Zl

µ ≤ µ 1 = 0,115

34 ± 19

55 ± 24

34 ± 19

µ ≤ µ 2 = 0,160

38 ± 21

43 ± 8

–

µ ≤ µ 3 = 0,220

42 ± 18

45 ± 11

–

Dane zamieszczone w Tablicach 4–6 dotycz¹ tylko tych skojarzeñ, które przetrwa³y drogê tarcia wynosz¹c¹ 5000 m. Du¿e wartoœci odchylenia standardowego zu¿ycia próbek N dla µ ≤ µ2 = 0,160 i µ ≤ µ3 = 0,220 oraz próbek Zl dla µ ≤ µ1 = 0,115 (Tablica 4) zosta³y spowodowane pojawieniem siê na powierzchni niektórych próbek pojedynczych Rys. W przypadku ich wyst¹pienia odnotowywano znacznie wiêksze wartoœci zu¿ycia, nie traktowano jednak tego zjawiska jako pocz¹tek zacierania. Brak wyników pomiaru zu¿ycia próbek Zl dla µ ≤ µ2 = 0,160 i µ ≤ µ3 = 0,220 zosta³ spowodowany tym, ¿e wszystkie skojarzenia siê zatar³y w czasie trwania próby. Bardzo du¿y rozrzut liczby impulsów smarowniczych (Tablica 6) nie pozwala na ustalenie zwi¹zku miêdzy odpornoœci¹ na zu¿ycie a zapotrzebowaniem na smarowanie. Metoda pozwoli³a wykazaæ istotne ró¿nice odpornoœci na zu¿ycie badanych ¿eliw, w przybli¿eniu jak 1:3:40 (dla µ ≤ µ1 = 0,115). Jest to szczególnie wa¿ne w przypadku ¿eliw A i N, które niewiele ró¿ni¹ siê sk³adem chemicznym i struktur¹.

TRIBOLOGIA

164

5-2003

PODSUMOWANIE I WNIOSKI Na podstawie przeprowadzonych i wy¿ej opisanych badañ mo¿na stwierdziæ, ¿e: 1. Zaproponowana metoda prowadzenia prób zu¿ycia oparta na ci¹g³ym pomiarze wspó³czynnika tarcia i smarowaniu w chwili, gdy osi¹ga on za³o¿on¹ wartoœæ, umo¿liwia okreœlenie odpornoœci na zu¿ycia ¿eliw nieznacznie ró¿ni¹cych siê sk³adem chemicznym i struktur¹; (próbki N zawiera³y dodatek 0,18% Ni i trochê wiêcej eutektyki fosforowej z cementytem ni¿ próbki A). 2. Dodatek niklu do ¿eliwa ZlCu1,4PVB, wbrew informacjom zawartym w literaturze np. [6], nie zwiêkszy³ jego odpornoœci na zu¿ycie. LITERATURA 1. 2.

3. 4.

5. 6.

Nosal S., Grzeœkowiak J.: Badania porównawcze ¿eliw ZlCu1,4PV i ZlCu1,4PVB stosowanych na tuleje cylindrowe silników okrêtowych, Silniki Spalinowe, 1990, nr 3–4, s. 1–5. Grzeœkowiak J., Kotkowski K., Wo³yñska-Mrowicka E., Nosal S.: Wp³yw zmian konstrukcyjnych na w³aœciwoœci ¿eliwnych tulei cylindrowych silników okrêtowych napêdu g³ównego, Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, 1999, vol. 19, nr 2, s. 221–231. Grzeœkowiak J., Nosal S.: Wp³yw eutektyki fosforowej na w³aœciwoœci tribologiczne ¿eliw, w: XXIII Jesienna Szko³a Trbologiczna, Zielona Góra – Lubiatów, 21–24.09.1999, s. 63–67. Nosal S., Grzeœkowiak J., Kotkowski K., Wo³yñska-Mrowicka E., Heppel K.: Wp³yw wybranych czynników na przebieg docierania wêz³a modeluj¹cego skojarzenie tuleja cylindrowa – pierœcieñ t³okowy silnika okrêtowego, w: IX Kongres Eksploatacji Urz¹dzeñ Technicznych, Krynica, 25–28.09.2001, t. 2, s. 143–152. Nosal S., Grzeœkowiak J.: Wp³yw wybranych czynników na przebieg docierania ¿eliwnych skojarzeñ œlizgowych, Tribologia, 2002, nr 2, s. 505–513. Astaškeviè B.M., Proènost’ i iznosostojkost’ èuguna dlja vtulok cilindrov dizelej, Metalloved. i term. obrab. met., 1987, nr 7.

Recenzent: Marian SZCZEREK

5-2003

TRIBOLOGIA

165

Summary This paper presents method and results of the research on wear resistance of cast iron ZlCu1,4PVB used in the marine engine cylinder liner. Cast iron samples had different grain size of phosphide eutectic and accompaniment Ni. Coefficient of friction µ had to be lower than µi < µkr) during the whole road of friction (s = 5000 m). assumed value (µ µi values amounted to: µ1 = 0,115; µ2 = 0,160; µ3 = 0,220. If during the wear test there occurred that µ = µi, the sliding connection was pulselubricated. It was stated that the method enables comparison of wear resistance of cast irons with slight differences in chemical composition and structure.

166

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

167

Edyta OSUCH-S£OMKA*, Marian GR¥DKOWSKI*

WP£YW ZAWARTOŒCI NAPE£NIACZA NA W£AŒCIWOŒCI TARCIOWE KOMPOZYTÓW POLITETRAFLUOROETYLENU

INFLUENCE OF FILLERS ON FRICTIONAL PROPERTIES OF POLYTETRAFLUOROETHYLENE (PTFE) COMPOSITES

S³owa kluczowe: Politetrafluoroetylen, kompozyty polimerowe, tarcie technicznie suche, wspó³czynnik tarcia, zu¿ycie Key-words Polytetrafluoroethylene, composites, dry friction, friction coefficient, wear Streszczenie W pracy zbadano wp³yw zawartoœci grafitu, dwusiarczku molibdenu i br¹zu na w³aœciwoœci œlizgowe kompozycji PTFE w skojarzeniu tarciowym ze stal¹ narzêdziow¹ NC10. Stwierdzono, ¿e poszczególne nape³niacze w z³o¿ony, trudny do przewidzenia sposób, wp³ywaj¹ na w³aœciwoœci tar* Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

168

TRIBOLOGIA

5-2003

ciowe kompozytów PTFE: np. zmniejszeniu oporów ruchu mo¿e towarzyszyæ zwiêkszone zu¿ycie lub przy ró¿nych oporach ruchu wystêpuje zbli¿one zu¿ycie. Tak wiêc zu¿ycie kompozytów PTFE w uk³adzie tarciowym ze stal¹ zale¿y nie tylko od oporów ruchu. Dlatego te¿ nale¿y bardzo ostro¿nie podejmowaæ decyzje w sprawie wyboru nape³niacza funkcjonalnego dla kompozytów PTFE wspó³pracuj¹cych ze stal¹, a decyzje ka¿dorazowo weryfikowaæ eksperymentalnie. WPROWADZENIE W budowie uszczelnieñ i ³o¿ysk œlizgowych powszechnie jest stosowany politetrafluoroetylen (PTFE) i kompozyty wytwarzane na jego bazie. Fazê zdyspergowan¹ w tych kompozytach stanowi¹ smary sta³e [L. 1, 2] takie jak grafit i dwusiarczek molibdenu (MoS2) oraz materia³y dobrze przewodz¹ce ciep³o, np. br¹z. Badania [L. 3] wykaza³y, ¿e zu¿ycie kompozytów PTFE nape³nionych br¹zem, grafitem lub MoS2 w skojarzeniu tribologicznym ze stal¹, nie jest zale¿ne od oporów ruchu. Szczegó³owe badania [L. 4] oporów ruchu i zu¿ycia kompozytów zawieraj¹cych wielosk³adnikowe kompozycje nape³niaczy w PTFE nie wykaza³o zale¿noœci pomiêdzy cechami materia³owymi kompozytu a jego w³aœciwoœciami tarciowymi w suchym kontakcie ze stal¹. Celem pracy by³o zbadanie wp³ywu zawartoœci grafitu, MoS2, i br¹zu na w³aœciwoœci œlizgowe binarnych i wielosk³adnikowych kompozycji wytworzonych na bazie Tarflenu w skojarzeniu tribologicznym ze stal¹ narzêdziow¹ NC10. METODYKA BADAÑ Testy tribologiczne prowadzono w wêŸle tarcia o strukturze pierœcieñ-tarcza (stal/kompozyt PTFE), przy liniowej prêdkoœci œlizgania v = 0,2 m/s, nacisku jednostkowym pj = 0,23 N/mm2, w warunkach tarcia technicznie suchego w czasie 1800 s, co odpowiada³o drodze 360 m. Wilgotnoœæ powietrza podczas testów wynosi³a 50–60%, a temperatura otoczenia 23±3°C. Próbki kompozytów przygotowano zgodnie z metodyk¹ przedstawion¹ w [L. 3, 5] stosuj¹c PTFE, wytwarzany metod¹ suspensyjn¹ w Zak³adach Azotowych Tarnów-Moœcice S.A. pod nazw¹ Tarflenä (proszek M1 o rozmiarach cz¹stek 50–100 mm). W roli nape³niaczy funkcjonalnych u¿ywano br¹z B10 o rozmiarze ziaren 30–40 mm wytwarzany w Zak³adach Me-

5-2003

TRIBOLOGIA

169

talurgicznych w Trzebini, grafit syntetyczny o ziarnach 40–50 mm (Zak³ady Elektrod Wêglowych w Raciborzu) oraz syntetyczny MoS2 o symbolu BDH 29268.4 L01 i uziarnieniu ~10 mm produkcji Merck KGaA. Sk³ady iloœciowe próbek do badañ ustalono na podstawie obliczeñ optymalizacyjnych dla odpornoœci na zu¿ywanie za pomoc¹ testu ortogonalnego PS/DS-P [L. 6, 7] przy za³o¿onym modelu matematycznym nieliniowej funkcji regresji w postaci wielomianu drugiego stopnia i zakresie zmiennoœci czynników niezale¿nych: zawartoœæ br¹zu – 1–40%, grafitu – 1–20%, MoS2 – 0,5–4,0%. WYNIKI BADAÑ Sk³ad próbek kompozytowych stosowanych w badaniach oraz œredni¹ chropowatoœæ ich powierzchni przedstawiono w Tabeli 1. Jak wynika z danych tej tabeli, bezwzglêdne wielkoœci charakteryzuj¹ce chropowatoœci powierzchni wszystkich kompozytów przyjmuj¹ stosunkowo niskie wartoœci. Jednak pomimo identycznych warunków szlifowania i polerowania wszystkich próbek, wzglêdne ró¿nice chropowatoœci poszczególnych kompozytów przekracza³y wielkoœæ 2. Równie¿ w przypadku kompozytów zawieraj¹cych smar sta³y (grafit lub MoS2) brak jest korelacji pomiêdzy jego zawartoœci¹ w PTFE a chropowatoœci¹. Jedynie w przypadku kompozytu zawieraj¹cego najtwardszy ze stosowanych nape³niaczy – br¹z – obserwuje siê wzrost chropowatoœci powierzchni w miarê zwiêkszania udzia³u nape³niacza w PTFE. W przypadku kompozytu wielosk³adnikowego wystêpuj¹ nastêpuj¹ce zale¿noœci: kompozyty zawieraj¹ce najmniejsze iloœci nape³niaczy (4,5% br¹zu, 2,7% grafitu, 0,8% MoS2) wykazuj¹ najni¿sz¹ chropowatoœæ powierzchni; chropowatoœæ kompozytów zawieraj¹cych br¹z roœnie wraz z jego iloœci¹ w PTFE niezale¿nie od udzia³u innych nape³niaczy. Na Rys. 1a–d przedstawiono charakterystyczne (zaobserwowane) zale¿noœci oporów ruchu od drogi tarcia binarnych i wielosk³adnikowych materia³ów kompozytowych PTFE wspó³pracuj¹cych ze stal¹. Zmiana oporów ruchu w funkcji drogi odzwierciedla zmiany warunków tarcia, które zale¿¹ g³ownie od interakcji zachodz¹cych w styku stal-polimer, komplikowanych dodatkowo obecnoœci¹ nape³niacza w strefie tarcia. Dane przedstawione na tych rysunkach wykazuj¹, ¿e poszczególne nape³niacze ró¿nie kszta³tuj¹ opory ruchu w systemie tribologicznym stal/kompozyt PTFE. Zmiany wartoœci si³y tarcia w funkcji drogi dla uk³adu stal/PTFE (czysty) zaprezentowane na Rys. 1a mo¿na interpretowaæ nastêpuj¹co:

TRIBOLOGIA

170

5-2003

Tabela 1. Sk³ad binarnych i wielosk³adnikowych kompozytów PTFE oraz œrednia chropowatoœæ próbek u¿ywanych w badaniach w³aœciwoœci tribologicznych

Symbol próbki PTFE 0 PTFE I PTFE II PTFE III PTFE IV PTFE V PTFE VI PTFE VII PTFE VIII PTFE IX PTFE 1 PTFE 2 PTFE 3 PTFE 4 PTFE 5 PTFE 6 PTFE 7 PTFE 8 PTFE 9 PTFE 10 PTFE 11 PTFE 12 PTFE 13

–

Sk³ad kompozytu PTFE, udzia³ masowy [%] PTFE 100 95,5 79,0 63,5 97,3 89,5 82,0 99,5 97,8 96,0 92 60 76,7 44,7 89,1 57,1 73,8 41,8 66,3 47,3 75,8 68,0 64,5

Br¹z – 4,5 21,0 36,5 – – – – – – 4,5 36,5 4,5 36,5 4,5 36,5 4,5 36,5 21,0 40,0 21,0 21,0 21,0

Grafit – – – – 2,7 10,5 18,0 – – – 2,7 2,7 18,0 18,0 2,7 2,7 18,0 18,0 10,5 10,5 1,0 10,5 10,5

MoS2 – – – – – – – 0,5 2,2 4,0 0,8 0,8 0,8 0,8 3,7 3,7 3,7 3,7 2,2 2,2 2,2 0,5 4,0

Chropowatoœæ, [µm] Ra 0,218 0,090 0,167 0,267 0,117 0,223 0,115 0,060 0,180 0,073 0,177 0,437 0,247 0,237 0,223 0,293 0,293 0,347 0,273 0,323 0,230 0,277 0,247

pocz¹tkowy wzrost oporów ruchu jest prawdopodobnie zwi¹zany z „dopasowywaniem siê – wyg³adzaniem” powierzchni kompozytu co prowadzi do przyrostu pola powierzchni kontaktu i zwi¹zanego z tym, wzrostu si³y oddzia³ywañ miêdzyfazowych, a tak¿e rozwoju liczby szczepieñ adhezyjnych. Polimer jest stopniowo przenoszony na powierzchniê stali (adhezyjne niszczenie powierzchniowych warstw próbki PTFE i ich ci¹g³e odnawianie, a powierzchnia stali stopniowo pokrywa siê warstw¹ polimery). W trakcie tarcia zachodzi przenoszenie i namazywanie PTFE na powierzchniê stali;

5-2003

TRIBOLOGIA

171

–

po oko³o 200 m ustala siê stan równowagi w wêŸle tarcia. Materia³ polimerowy jest „p³ynnie” wymieniany pomiêdzy wspó³pracuj¹cymi powierzchniami polimer–polimer/stal. Przekszta³cenie warstw wierzchnich obu powierzchni w wyniku „samoorganizacji” systemu tribologicznego prowadzi do powolnego spadku oporów ruchu. Ogólnie rzecz ujmuj¹c, analiza danych przedstawionych na Rys. 1 a), b), c), d) pozwala stwierdziæ, ¿e rodzaj nape³niacza PTFE wp³ywa na wielkoœæ oporów ruchu w kontakcie tarciowym stal/kompozyt PTFE oraz na a)

b) PTFE II sk³ad 21% br¹zu

PTFE 0 bez nape³niaczy

1,6

1,4

si³a tarcia [N]

si³a tarcia [N]

1,6

1,2 1 0,8

1,4 1,2 1 0,8

0,6

0,6

0

50

100

150 200 250 droga [m]

300

350

c)

400

0

100

150

200

droga [m]

250

300

350

400

d) PTFE 7 sk³ad 4,5% br¹z, 18% grafit, 3,7% MoS2

PTFE IV 2,7% grafitu 1,2

1,6

1,1

1,4

si³a tarcia [N]

si³a tarcia [N]

50

1 0,9 0,8 0,7

1,2 1 0,8 0,6

0,6 0

50

100

150 200

250

droga [m]

300

350

400

0

50

100

150

200

250

300

350

400

droga [m]

Rys. 1. Zale¿noœæ si³y tarcia od drogi w uk³adzie tarciowym stal/PTFE: a) PTFE 0 baza, b) PTFE II – 21% br¹zu, c) PTFE IV – 2,7% grafitu, d) PTFE 7 – 4,5% br¹zu, 18% grafitu, 3,7% Mos2 Fig. 1. Dependence of frictional force in the contact with steel/PTFE: a) PTFE 0, b) PTFE II with 21% bronze, c) PTFE IV with 2,7% graphite, d) PTFE 7 with 4,5% bronze, 18% graphite, 3,7% MoS2

charakter ich zmian w funkcji drogi tarcia. W niektórych przypadkach nastêpuje wzrost oporów ruchu w miarê przyrostu drogi tarcia, w innych spadek. Znaczne zmiany oporów ruchu w funkcji drogi tarcia uk³adów stal/PTFE z ró¿nymi nape³niaczami utrudniaj¹ wyznaczenie i porównanie

TRIBOLOGIA

172

5-2003

chwilowych (brak kryteriów wyboru) wartoœci wspó³czynników tarcia dla poszczególnych uk³adów materia³owych. Dlatego te¿ dla porównania w³aœciwoœci tarciowych poszczególnych kompozytów wyznaczano œrednie wartoœci wspó³czynników tarcia dla drogi 360 m (Rys. 2) i masowe zu¿ycie próbki kompozytu PTFE po tarciu na drodze 360 m (Tab. 2) .

0,35

w s pó³czynnik tarcia

0,30 0,25 0,20 0,15 0,10 0,05

PT FE 0 PT FE PT I FE PT II FE PT III FE I PT V FE PT V FE PT V I FE PT V II FE V PT III FE IX PT FE 1 PT FE PT 2 FE PT 3 FE PT 4 FE 5 PT FE PT 6 FE PT 7 FE PT 8 FE PT 9 FE PT 1 0 FE PT 1 1 FE PT 1 2 FE 13

-

Rys. 2. Œrednie wartoœci wspó³czynnika tarcia dla uk³adów tarciowych stal/kompozyt PTFE Fig. 2. Average of friction coefficient of configuration: steel/PTFE composites

Wspó³czynniki tarcia w „suchym” kontakcie ze stal¹ dla wiêkszoœci badanych kompozytów binarnych mieszcz¹ siê w zakresie 0,2÷0,24. Jedynie w dwóch przypadkach by³y one wyraŸnie ni¿sze, zbli¿one do wartoœci wspó³czynników tarcia [L. 8]. Dotyczy³o to kompozytów zawieraj¹cych 2,7% grafitu (PTFE IV) oraz 4,5% br¹zu (PTFE I), a wiêc nape³niaczy spe³niaj¹cych odmienne funkcje w kompozycie. Ogólnie dla kompozytów binarnych mo¿na stwierdziæ nastêpuj¹ce tendencje: im wiêksza zawartoœæ br¹zu w PTFE, tym wspó³czynnik tarcia w kontakcie ze stal¹ wiêkszy (PTFE I¸III), ze wzrostem udzia³u grafitu roœnie wspó³czynnik tarcia (PTFE IV÷VI), zmianie zawartoœci MoS2 w PTFE nie towarzyszy adekwatna zmiana wspó³czynnika tarcia (PTFE VII÷IX). Wielosk³adnikowe kompozyty PTFE wykazywa³y z regó³y wy¿sze wspó³czynniki tarcia w kontakcie ze stal¹ ni¿ kompozyty binarne - podobne spostrze¿enia wystêpuj¹ w pracy [L. 8] uzyskane wspó³czynniki tarcia dla binarnych kompozytów wynosi³y 0,12, 0,15, 0,17, a dla z³o¿onych kom-

5-2003

TRIBOLOGIA

173

pozytów 0,24, 0,25, 0,3 – ich wartoœæ oscylowa³a w pobli¿u 0,25 lub nieco powy¿ej. Stosunkowo najni¿sze wspó³czynniki tarcia wykazywa³y próbki PTFE 1, PTFE 6, PTFE 9 (0,20÷0,23). W tej grupie znajduj¹ siê kompozyty o niskiej (PTFE 1) jak i wysokiej (PTFE 6) ³¹cznej zawartoœci nape³niaczy. Njawy¿szym wspó³czynnikiem tarcia (µ = 0,3) charakteryzowa³ siê kompozyt PTFE 2. Mo¿e to byæ skutkiem du¿ej zawartoœci w nim br¹zu przy stosunkowo niskich zawartoœciach smarów sta³ych (grafitu i MoS2). Na tak¹ zale¿noœæ w³aœciwoœci smarnych od sk³adu kompozytu wskazuj¹ w³aœciwoœci tribologiczne kompozytu PTFE 10 (40,0% br¹zu, 10,5% grafitu, 2,2% MoS2). WyraŸne zwiêkszenie udzia³u smarów sta³ych w tym kompozycie w stosunku do kompozytu PTFE 2 spowodowa³o obni¿enie wspó³czynnika tarcia do wartoœci 0,28. Dlaszy wzrost udzia³u smarów sta³ych (kompozyt PTFE 4) do 18,8% zapewni³o dlasze obni¿enie wspó³czynnika tarcia do wartoœci 0,26. Tabela 2. Zu¿ycie masowe próbek materia³ów kompozytowych wytwarzanych na bazie PTFE

Symbol próbki PTFE 0 PTFE I PTFE II PTFE III PTFE IV PTFE V PTFE VI PTFE VII PTFE VIII PTFE IX

Wielkoœæ zu¿ycia, [mg] 9,0 0,75 0,25 0,1 0,35 0,25 0,1 16 16 45

Symbol próbki PTFE 1 PTFE 2 PTFE 3 PTFE 4 PTFE 5 PTFE 6 PTFE 7 PTFE 8 PTFE 9 PTFE 10 PTFE 11 PTFE 12 PTFE 13

Wielkoœæ zu¿ycia, [mg] 0,4 0,3 0,25 0,15 0,1 0,2 0,0 0,45 0,0 0,1 0,15 0,2 0,0

Pomimo wy¿szych wspó³czynników tarcia, zu¿ycie kompozytów wielosk³adnikowych by³o ni¿sze ni¿ jednosk³adnikowych, o ni¿szych wspó³czynnikach tarcia. Szczególnie du¿e zu¿ycie kompozytu, wzrastaj¹ce wraz ze wzrostem zawartoœci nape³niacza, stwierdzono dla kompozytów binar-

TRIBOLOGIA

174

5-2003

nych zawieraj¹cych MoS2 (PTFE VII, VIII i IX). By³o ono o dwa rzêdy wielkoœci wy¿sze ni¿ dla próbek zawieraj¹cych inne badane nape³niacze. Zjawisko to jest trudne do wyjaœnienia zu¿yciem œciernym lub adhezyjnym. Jedn¹ z przyczyn mog¹ byæ niekontrolowane procesy chemiczne, zwi¹zane z w³aœciwoœciami u¿ywanego MoS2. Istotn¹ rolê w tym procesie mog³y odegraæ pewne iloœci fluoru (silny utleniacz) uwalniane we wczesnych fazach destrukcji PTFE w wyniku tarcia. Wyjaœnienie tego problemu wymaga odrêbnych badañ. W przypadku pozosta³ych badanych nape³niaczy wzrost ich udzia³u w PTFE powodowa³ obni¿enie zu¿ycia. Mo¿na stwierdziæ, ¿e wielkoœæ zu¿ycia masowego wyraŸniej ni¿ opory ruchu ró¿nicuje w³aœciwoœci tarciowe kompozytów PTFE, zawieraj¹cych zmienne iloœci poszczególnych nape³niaczy, w kontakcie ze stal¹. Zu¿ycie masowe czterosk³adnikowych kompozytów PTFE w kontakcie tarciowym ze stal¹ by³o na ogó³ ni¿sze ni¿ kompozytów dwusk³adnikowych. W czêœci przypadku nie przekracza³o ono b³êdu pomiaru masy. PODSUMOWANIE Przeprowadzone badania potwierdzi³y, ¿e zu¿ycie kompozytów PTFE w uk³adzie tarciowym ze stal¹ nie jest bezpoœredni¹ pochodn¹ oporów ruchu. Na przyk³ad: próbki PTFE II i PTFE IV zawiera³y ró¿ne nape³niacze – br¹z i grafit, które spe³niaj¹ w uk³adzie tarciowym ró¿ne funkcje. W efekcie opory ruchu w funkcji drogi tarcia (Rys. 1) oraz wspó³czynniki tarcia skojarzenia zawieraj¹cego te materia³y (Rys. 2) znacznie ró¿ni³y siê. Pomimo tego zu¿ycie masowe obydwu próbek by³o zbli¿one (Tab. 2). Szczegó³owe badanie wartoœci wspó³czynników tarcia i zu¿ycia kompozytów zawieraj¹cych zmienne iloœci ró¿nych nape³niaczy w Tarflenie tak¿e nie wykaza³y jednoznacznych zale¿noœci pomiêdzy sk³adem kompozytu a jego w³aœciwoœciami tribologicznymi. Przy doborze sk³adu kompozytów PTFE, wspó³pracuj¹cych tarciowo ze stal¹, nale¿y wiêc bardzo ostro¿nie podejmowaæ decyzje w sprawie wyboru nape³niaczy funkcjonalnych, a za³o¿enia ka¿dorazowo weryfikowaæ eksperymentalnie. LITERATURA 1. 2.

Tevrûz T.: Tribological behaviours of carbon filled polytetrafluoroethylene (PTFE) dry journal bearings. Wear 221 (1998) 61–68. Tevrûz T.: Tribological behaviours of bronze – filled polytetrafluoroethylene dry journal bearing. Wear 230 (1999) 61–69.

5-2003 3. 4. 5.

6. 7. 8.

TRIBOLOGIA

175

Osuch-S³omka E., Gr¹dkowski M.: Zale¿noœæ w³aœciwoœci tarciowych kompozytów politetrafluoroetylenu od zawartoœci nape³niacza. Problemy Eksploatacji, 2002, 4, 151–159. Osuch-S³omka E., Gr¹dkowski M.: Zale¿noœæ w³aœciwoœci tarciowych od zawartoœci nape³niaczy czterosk³adnikowych kompozytów tarflenowych, Problemy Eksploatacji 2003, 1. Opracowanie metody prognozowania w³aœciwoœci tribologicznych kompozytów polimerowych stosowanych na uszczelnienia czo³owe na podstawie pomiarów energii powierzchniowej. Sprawozdanie z projektu badawczego 7T08C 055 19, red. M. Gr¹dkowski, ITeE, Radom 2002. Mañczak K.: Technika planowania eksperymentu. WNT, Warszawa 1976. Doerffel K.: Statystyka dla chemików analityków. WNT, Warszawa 1989. Wieleba W., Ziemiañski K.: Tribologiczne aspekty wykorzystania wielosk³adnikowych kompozytów polimerowych na osnowie PTFE. VII Seminarium Tworzywa Sztuczne w Budowie Maszyn. Kraków 1994r, s. 417–422.

Recenzent: Janusz JANECKI Summary In this work was finding an effect of the content of graphite, disulphide of molybdenum (MoS2) and bronze on sliding properties of PTFE composites in the contact with a tool steel. It was observed that an influence of fillers on the sliding properties of PTFE composites is hard to assess. For example, a decrease in friction with increasing wear was shown. For different friction coefficient values similar wear (mass loss) was noted. So, wear of PTFE composites rubbing against steel is independent of friction. It has been concluded that selection of fillers for PTFE composites which are to rub against steel must be performed very carefully. In every case experimental way is necessary.

176

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

177

Zbigniew PAWELEC*, Janusz DASIEWICZ*

ANALIZA PRZYDATNOŒCI PROSZKÓW METALI I STOPÓW JAKO NAPE£NIACZY ŒLIZGOWYCH KOMPOZYTÓW POLIMEROWYCH

ASSESSMENT OF SUITABILITY OF POWDERED METALS AND ALLOYS AS FILLERS IN POLYMER COMPOSITES FOR SLIDING TRIBOSYSTEMS

S³owa kluczowe: Kompozyt polimerowy, nape³niacze, energia powierzchniowa, tarcie, zu¿ycie. Keywords Polymer composite, fillers, surface energy, friction, wear Streszczenie W artykule przedstawiono wp³yw proszkowych nape³niaczy metalicznych na w³aœciwoœci fizykomechaniczne cieplne i tribologiczne kompozytów polimerowych. Za pomoc¹ mikroskopu okreœlono sk³ad chemiczny i para* Instytut Technologii Eksploatacji w radomiu, ul. Pu³askiego 6/10, 26-600 Radom, tel. (048) 36-442-41.

178

TRIBOLOGIA

5-2003

metry stereometryczne komponentów proszkowych. Jako nape³niacze metaliczne zastosowano proszki ¿elaza jego stopów i innych metali oraz mieszaniny tych komponentów. Dokonano oceny w³aœciwoœci fizykomechanicznych i cieplnych. opracowanych kompozytów, a ich parametry tribologiczne okreœlono na maszynie tarciowej T-05 typu rolka–klocek. Wykorzystuj¹c skaningowy mikroskop elektronowy przeprowadzono analizê stanu powierzchni próbek kompozytów po eksperymencie tribologicznym i okreœlono stê¿enie wystêpowania na powierzchni wytypowanych pierwiastków. WPROWADZENIE Tworzywa kompozytowe otworzy³y nowe mo¿liwoœci i perspektywy przed in¿ynieri¹ materia³ow¹ zw³aszcza co do zakresu stosowalnoœci polimerów organicznych. Wykorzystanie matryc polimerowych do wytwarzania kompozytów stanowi wa¿niejszy etap rozwoju nowych materia³ów ni¿ zastosowanie matryc metalowych oraz ceramicznych w metalurgii i do wytwarzania ceramiki. Szczególnie cenna sta³a siê mo¿liwoœæ wykorzystania du¿ej ró¿norodnoœci matryc polimerowych (termoplasty, ¿ywice chemo- i termoutwardzalne, polimery naturalne, kopolimery, kauczuki), jak i postaci materia³ów stanowi¹cych fazê rozproszon¹ (w³ókna wêglowe, szklane, aramidowe, w³ókna naturalne mineralne i biopolimerowe). Istotny wp³yw na w³aœciwoœci mechaniczne, elektryczne, antykorozyjne lub cieplne wytwarzanych kompozytów ma tak¿e sposób przestrzennego rozmieszczenia nape³niaczy w matrycy polimerowej (uk³ad jednoosiowy, gradientowy, warstwowy, chaotyczny). Dziêki temu we wzglêdnie prosty sposób mo¿na uzyskaæ ca³kowicie nowe lub te¿ w istotny sposób poprawiæ dotychczasowe w³aœciwoœci [L. 1, 2, 3]. Materia³y kompozytowe na osnowie polimerowej coraz powszechniej zastêpuj¹ metale i ich stopy w zastosowaniach do czêœci maszyn pracuj¹cych w warunkach tarcia. S¹ one chyba jedyn¹ grup¹ materia³ów, które stosuje siê zarówno w wêz³ach, gdzie wymagane jest jak najmniejsze tarcie (³o¿yska œlizgowe), jak i tam, gdzie zachodzi potrzeba du¿ych oporów ruchu (ok³adziny hamulcowe). Obok ca³ego szeregu zalet kompozytów polimerowych, które decyduj¹ o ich stosowaniu jako materia³y œlizgowe maj¹ one pewne ograniczenia: ma³¹ przewodnoœæ i odpornoœæ ciepln¹ i stosunkowo du¿¹ rozszerzalnoœæ [L. 4, 5]. Najwa¿niejsze parametry decyduj¹ce o przydatnoœci materia³ów konstrukcyjnych zapisano w Tabeli 1.

5-2003

TRIBOLOGIA

179

Tabela 1. Po¿¹dane tendencje kszta³towania podstawowych w³aœciwoœci materia³ów konstrukcyjnych decyduj¹cych o ich u¿ytecznoœci ↑

Wytrzyma³oœæ

↑

Temperatura pracy

↑

SztywnoϾ

↑

Ci¹gliwoœæ

↓

Gêstoœæ

↓

Koszt

W procesie projektowania – komponowania materia³ów kompozytowych, wyraŸnie zaznacza siê oczekiwanie ma³ej gêstoœci, a mo¿liwie du¿ej wytrzyma³oœci w³aœciwej Rm/γ (wytrzyma³oœæ odniesiona do gêstoœci) oraz du¿ej sztywnoœci w³aœciwej E/γ (modu³ Younga odniesiony do gêstoœci). Kompozyty polimerowe pozwalaj¹ na uzyskanie wyj¹tkowo du¿ych wartoœci Rm/γ i lub E/γ jest to jeden z powodów ich stosowania. w ró¿nych konstrukcjach [L. 6, 7, 8]. WYNIKI BADAÑ Poddane badaniom kompozyty metalo¿ywiczne stanowi¹ przyk³ad kompozytów proszkowych. Model wytrzyma³oœciowy takiego materia³u zasadniczo odbiega od modelu kompozytu w³óknistego. Kompozyt taki jest bli¿szy cechom materia³u izotropowego, stopieñ jego niejednorodnoœci jest znacznie ni¿szy ni¿ kompozytu zbrojonego w³óknem a stosowane nape³niacze proszkowe musz¹ spe³niaæ nastêpuj¹ce warunki: – byæ chemicznie obojêtnym w stosunku do osnowy i nie wp³ywaæ na przebieg procesu sieciowania, – charakteryzowaæ siê wysok¹ dyspersj¹, – byæ dobrze zwil¿alnym przez osnowê. Wymagania takie spe³niaj¹ m.in. nape³niacze proszkowe pochodzenia mineralnego oraz sproszkowane metale i ich tlenki. Celem badañ by³o okreœlenie wp³ywu rodzaju, granulacji szczególnie frakcji poni¿ej 40 um i sk³adu chemicznego podstawowego nape³niacza proszkowego na w³aœciwoœci u¿ytkowe otrzymanych kompozytów polimerowych. Jako nape³niacze kompozytów zastosowano: – proszek ¿elaza Fe, – proszek stopowy Sn – Cu, – proszek stopowy NiCrFe,

180

TRIBOLOGIA

– –

5-2003

proszek stopowy Fe – Mn, proszek ¿elaza MT-212. Dla okreœlenia parametrów stereometrycznych wybranych nape³niaczy poddano ich obserwacji na skaningowym mikroskopie elektronowym.

Rys. 1. Obraz mikroskopowy proszku ¿elaza Fig. 1. SEM image of Fe powder

Rys.2. Obraz mikroskopowy proszku stopowego Fe-Mn Fig. 2. SEM image of Fe-Mn alloy powder

5-2003

TRIBOLOGIA

Rys.3. Obraz mikroskopowy proszku stopowego MT 212 Fig. 3. SEM image of MT 212 alloy powder

Rys. 4. Obraz mikroskopowy proszku Sn-Cu Fig. 4. SEM image of Sn-Cu powder

Rys. 5 Obraz mikroskopowy proszku stopowego NiCrFe Fig. 5. SEM image of NiCrFe powder

181

TRIBOLOGIA

182

5-2003

Wykorzystuj¹c przedstawione na rysunkach proszkowe nape³niacze metaliczne sporz¹dzono kompozyty polimerowe, których sk³ady jakoœciowe podano w Tabeli 2. Tabela 2. Sk³ady jakoœciowe kompozytów

Symbol próbki / Rodzaj nape³niacza Proszek Fe

A

B

C

D

E

X

Proszek Fe-Mn

X

F

G

H

X

X

X

X

Proszek MT-212

X

X

Proszek NiCrFe

X

Proszek Sn - Cu

X

X

Dla opracowanych kompozytów okreœlono podstawowe w³aœciwoœci fizykomechaniczne temperaturê odkszta³cenia cieplnego i wspó³czynnik liniowej rozszerzalnoœci cieplnej uzyskuj¹c nastêpuj¹ce rezultaty.

Tabela 3. W³aœciwoœci fizykomechaniczne i cieplne badanych kompozytów polimerowych

Twardoœæ [MPa] Udarnoœæ [kJ/m2] Œciskanie [MPa] Odrywanie [MPa] Wsp. á [x10-6oC-1] Temp. ugiêcia [oC]

A

B

C

D

E

F

G

H

283

260

245

259

222

267

250

255

3,0

3,7

3,2

2,2

2,1

4,1

3,3

3,3

96

108

100

97

99

121

100

114

22

21

20

18

22

26

21

18

73

70

75

79

77

75

71

73

52

51

48

48

49

53

50

52

5-2003

TRIBOLOGIA

183

Na podstawie otrzymanych wyników badañ mo¿na wnioskowaæ, ¿e czynnikami rzutuj¹cymi na w³aœciwoœci materia³ów kompozytowych s¹ cechy nape³niacza metalicznego. Badane w³asnoœci mechaniczne uzale¿nione s¹ w du¿ym stopniu od rodzaju nape³niacza kszta³tu i parametrów stereometrycznych.

-20000

-16000

Si³a [N]

-12000

-8000

-4000

0 0

-2

-4

-6

-8

-10

-12

-14

-16

-18

-20

Odkszta³cenie [mm]

Rys. 6. Krzywe œciskania dla kompozytu nape³niaczem Sn-Cu Fig. 6. Compression chara-cteristics for the composite with Sn-Cu filler

-20000

Si³a [N]

-16000 -12000 -8000 -4000 0 0

-1

-2

-3

-4

-5

-6

-7

-8

-9

-10

Odkszta³cenie [mm]

Rys. 7. Krzywe œciskania dla kompozytu z proszkiem NiCrFe Fig. 7. Compression chara-cteristics for the composite with NiCrFe filler

TRIBOLOGIA

184

5-2003

-24000 -20000

Si³a [N]

-16000

-12000 -8000 -4000 0 0

-1

-2

-3

-4

-5

-6

-7

-8

-9

-10

Odkszta³cenie [mm]

Rys. 8. Krzywe œciskania dla kompozytu z proszkiem Fe- FeMn Fig. 8. Compression chara-cteristics for the composite with Fe-FeMn filler

Przedstawione na Rys 6–8 krzywe œciskania wskazuj¹ na doœæ zró¿nicowane w³aœciwoœci opracowanych materia³ów. Porównuj¹c ich przebieg mo¿na stwierdziæ, ¿e kompozyty polimerowe w sk³ad których wchodz¹ proszki metali o ma³ej spójnoœci wewnêtrznej cyna, miedŸ (Rys. 6) odznaczaj¹ siê pewnymi cechami plastycznymi. Wartoœæ odkszta³cenia przy, której nastêpuje proces niszczenia próbki wykonanej z tych kompozytów jest kilkakrotnie wiêksza ni¿ dla kompozytu z proszkiem NiCrFe (Rys.7) dla których proces kruchego pêkania nastêpuje przy znacznie mniejszym odkszta³ceniu. Du¿a przyczepnoœæ do materia³u pod³o¿a oraz wysoka wytrzyma³oœæ na œciskanie kompozytów zawieraj¹cych w swoim sk³adzie nape³niacz proszkowy ¿elazo – ¿elazo-mangan wskazuje, ¿e kompozyt ten posiada cechy niezbêdne dla materia³u, który mo¿e byæ stosowany na œlizgowe elementy maszyn. Najni¿sze wskaŸniki wytrzyma³oœciowe kompozytów z udzia³em proszku NiCrFe wynikaj¹ prawdopodobnie z kulistej budowy i regularnego kszta³tu tego nape³niacza. W materia³ach kompozytowych z ciek³¹ osnow¹ wytrzyma³oœæ po³¹czenia miêdzy komponentami niezale¿nie od stopnia rozwiniêcia powierzchni (adhezja mechaniczna, wiêksza liczba wi¹zañ i punktów stycznoœci osnowy z nape³niaczem powoduje zwiêkszenie sztywnoœci makrocz¹steczek kompozytu i zwiêkszenie energii jego degradacji mechanicznej) uwarunkowana jest tak¿e procesem zwil¿ania i mo¿liwoœci¹ wyst¹pienia miêdzy komponentami oddzia³ywañ chemicznych, elektrycznych i dyfuzyjnych. Procesy te z kolei uzale¿nione s¹ od wielkoœci energii powierzchniowej nape³niaczy. Dla pe³niejszego wyjaœnienia przyczyn zró¿nicowanych w³a-

5-2003

TRIBOLOGIA

185

œciwoœci wytrzyma³oœciowych kompozytów postanowiono, na podstawie pomiarów k¹ta zwil¿ania na tensjometrze K-12 firmy Kruss i zmodyfikowanego równania Washburna, dokonaæ pomiaru swobodnej energii powierzchniowej (SFE) niektórych nape³niaczy. cosΘ = (m2/t)×(η/ρσc)

140

0,28

120

0,24

100

0,20

80

0,16

60

0,12

40

0,08

20

0,04

0 0

800

1600 2400 droga [m]

3200

wsp. tarcia

temp. wêz³a [°C]

gdzie: t – czas, m – masa cieczy, η – lepkoœæ cieczy, ρ – gêstoœæ cieczy, σ – napiêcie powierzchniowe cieczy, Θ – k¹t zwil¿ania proszku, c – sta³a materia³owa wyznaczana dodatkowymi pomiarami. Swobodna energia powierzchniowa proszków wynosi³a odpowiednio: – proszek ¿elaza – 39,31 [mN/m], – proszek ¿elazo–mangan – 42,14 [mN/m], – proszek nikiel–chrom–¿elazo – 34,17 [mN/m]. W przypadku proszku NiCrFe napiêcie powierzchniowe tego nape³niacza jest zbli¿one do wartoœci tego parametru dla osnowy kompozytu powoduje to pogorszenie zwil¿alnoœci, zmniejszenie oddzia³ywañ adhezyjnych i w konsekwencji spadek parametrów wytrzyma³oœciowych. Na³o¿enie pow³oki regeneracyjnej z kompozytu polimerowego powoduje istotne zmiany warunków tarcia a tym samym odmienn¹ specyfikê zu¿ywania. Dla dokonania oceny trwa³oœci skojarzenia œlizgowego przeprowadzono eksperyment tribologiczny na testerze T-05. Celem badañ by³o wyznaczenie charakterystyk tarciowo – zu¿yciowych wybranych materia³ów kompozytowych w nastêpuj¹cych warunkach p = 9 MPa, v = 0,3 m/s, smarowanie jednokrotne smarem plastycznym.

0,00 4000

Rys 9. Przebieg zmian temperatury wêz³a i wspó³czynnika tarcia kompozytów z nape³niaczem Fe i Fe-FeMn Fig. 9. Tribosystem temperature and friction coefficient curves during tribological testing of the composites

TRIBOLOGIA

186

5-2003

zu¿ycie wag.[gx10 -3]

12 10 8 6 4 2 0

nape³. Fe

nape³. Fe-FeMn

Rys. 10. Zu¿ycie wagowe badanych materia³ów Fig. 10. Wear (mass loss) of the tested composites

Wstêpnym testom tarciowo zuzyciowym poddano wszystkie z opracowanych kompozytów, najkorzystniejsze wyniki uzyskano dla materia³ów z nape³niaczem Fe i Fe-FeMn. Na Rysunkach 9 i 10 przedstawiono wybrane charakterystyki tribologiczne kompozytów z proszkiem ¿elaza oraz mieszanin¹ ¿elaza i ¿elazo manganu. Charakterystyki te pokazuj¹ stosunkowo du¿¹ stabilnoœæ rejestrowanych parametrów. Mniejsze opory ruchu a tym samym ni¿sz¹ temperaturê modelowego wêz³a tarcia notujemy dla kompozytu z nape³niaczem ¿elazo – ¿elazo mangan. Kompozyt ten charakteryzuje siê równie¿ wiêksz¹ odpornoœci¹ na proces zu¿ywania w porównaniu z kompozytem tylko z proszkiem ¿elaza. Wyniki uzyskanych badañ tribologicznych nad doborem proszkowych nape³niaczy metalicznych sugeruj¹ w tym przypadku o dobrym przewodnictwie cieplnym tego materia³u i ma³ych oddzia³ywaniach adhezyjnych miêdzy œlizgaj¹cymi siê powierzchniami. Po eksperymencie tribologicznym przeprowadzono obserwacjê powierzchni tarcia i mikroanalizê rentgenowsk¹ za pomoc¹ skaningowego mikroskopu elektronowego wyniki badañ przedstawiono na rysunku. Rentgenogramy pochodz¹ce z powierzchni próbki kompozytu zawieraj¹cego ¿elazo i ¿elazo-mangan œwiadcz¹ o tym, ¿e w czasie procesu tribologicznego zachodz¹ zjawiska, które prowadz¹ do wytworzenia na powierzchni kompozytu warstewki sk³adaj¹cej siê m.in. z wêgla, ¿elaza i miedzi. Wytworzona warstwa wierzchnia przyjmuje funkcjê czynnika przeciw zu¿yciowego i poprawia jakoœæ wspó³pracy tribologicznej.

5-2003

TRIBOLOGIA

187

C

Cu

Fe

O

Rys. 11. Obraz powierzchni rolki kompozytu z nape³niaczem Fe-FeMn oraz wyniki mikroanalizy rentgenowskiej na obecnoœæ na powierzchni tarcia C, Cu, Fe, O Fig. 11. SEM image of the worn surface of the composite with Fe-FeMn filler and EDS maps for C, Cu, Fe, O

PODSUMOWANIE Spoœród wprowadzanych do osnowy polimerowej nape³niaczy proszkowych najwy¿sz¹ efektywnoœæ uzyskano dla mieszaniny ¿elaza i ¿elazo manganu. Otrzymane rezultaty badañ pozwalaj¹ stwierdziæ, ¿e w³aœciwoœci eksploatacyjne kompozytu polimerowego w istotny sposób zale¿¹ od rodzaju, sk³adu chemicznego i parametrów stereometrycznych nape³niacza metalicznego. Oprócz wymienionych czynników du¿y wp³yw na w³aœciwoœci kompozytów polimerowych ma wartoœæ energii powierzchniowej nape³niaczy. Decyduje ona o rodzaju i wielkoœci oddzia³ywañ na granicy faz matryca polimerowa – nape³niacz. Proszki metali o rozwiniêtej powierzchni, zró¿nicowanym sk³adzie oraz charakteryzuj¹ce siê wysok¹ energi¹ powierzchniow¹ (proszek FeMn) umo¿liwiaj¹ opracowanie kompozytu o wysokich parametrach wytrzyma³oœciowych, dobrych charakterystykach tribologicznych i wysokiej odpornoœci na zu¿ywanie. LITERATURA 1. 2.

Wilczyñski A.P. Polimerowe kompozyty w³ókniste. PWN Warszawa 1996. Jurkowski B., Jurkowska B.: Sporz¹dzanie kompozycji polimerowych. Elementy teorii i praktyki. WNT Warszawa 1995.

TRIBOLOGIA

188 3. 4. 5. 6. 7. 8.

5-2003

Szlezyngier W.: Tworzywa sztuczne. Wydawnictwo Rzeszów 1996. Polak A.: Zwiêkszenie trwa³oœci i niezawodnoœci par tr¹cych przez zast¹pienie materia³ów ³o¿yskowych tworzywami sztucznymi. Problemy Eksploatacji 6/1995. Capanidis D., Wieleba W., Ziemiañski K.: Polimerowe ³o¿yska slizgowe z tworzyw termoplastycznych. Poradnik Tribologii i Tribotechniki. Tribologia 6/1995. Boczkowska A., Kapuœciñski J., Puci³owski K., Wojciechowski S.: Kompozyty. Oficyna wydawnicza PW Warszawa 2001. Œleziona J.: Podstawy technologii kompozytów. Wydawnictwo Politechniki Œl¹skiej Gliwice 1998. Blicharski M.: Wstêp do in¿ynierii materia³owej. WNT Warszawa 1998.

Recnezent: Janusz JANECKI Summary The authors present an effect of powdered metallic fillers on physicomechanical, thermal and tribological properties of polymer composites. The aim of the research was to find an influence of chemical composition and stereometry of metallic and alloy particles on features of the composites. Metallic fillers were powders of iron and other metals, and their alloys, as well as mixtures of those components. Physico-mechanical and thermal properties of the developed composites were assessed; tribological properties were determined using a block-on-ring tester (T-05). An analysis of the worn surface was carried out using a scanning electron microscope (SEM) and X-ray spectrometer (EDS). The aim was to determine the surface distribution of some elements in the surface layer.

5-2003

TRIBOLOGIA

189

Pawe³ PIEC*, Grzegorz ZAJ¥C*

WSPOMAGANIE KOMPUTEROWE ANALIZY PROCESU TARCIA

COMPUTER AIDED ANALYSIS OF FRICTION PROCESS

S³owa kluczowe: wstawki hamulcowe, zu¿ycie, ha³as Key words: brake inserts, wear, noise Streszczenie Przedstawiona w pracy analiza zjawisk kontaktowych towarzysz¹cych procesowi tarcia bazuje na wynikach badañ eksploatacyjnych, stanowiskowych i laboratoryjnych przy szerokiej aplikacji programów komputerowych. Wspomaganie komputerowe procesu tarcia pozwala na selektywne wyodrêbnienie szerokiej gamy parametrów maj¹cych wiod¹cy wp³yw na inicjowanie i rozwój podstawowych zjawisk towarzysz¹cych procesowi tarcia. Ingerencja komputerowa w opis i analizê zjawisk towarzysz¹cych tarciu pozwala na wydzielenie mikroprocesów, które kszta³tuj¹ makroobraz * Politechnika Krakowska.

190

TRIBOLOGIA

5-2003

zmian w warstwie wierzchniej wspó³pracuj¹cych elementów i zespo³ów maszyn i pojazdów. Ca³oœæ pracy oparta jest na wynikach w³asnych badañ, popartych wizualn¹ symulacj¹ komputerow¹. Praca zawiera wybrane wyniki badañ wp³ywu w³aœciwoœci tribologicznych elementów tr¹cych, wstawki klocka hamulcowego i ko³a, na poziom emisji ha³asu. W badaniach uwzglêdniono wstawki ¿eliwne stosowane w pojazdach szynowych oraz wstawki kompozytowe i prasowane z proszków metali WPROWADZENIE W procesie tarcia suchego wyró¿nia siê zakres wzglêdnego spoczynku (tarcie spoczynkowe) oraz zakres makroskopowego ruchu (tarcie œlizgowe). Podzia³ tarcia na spoczynkowe i œlizgowe bazuje na zasadzie wzajemnego zaczepiania cia³ sztywnych. Przyjêta zasada dla cia³ sztywnych pozwala na jednoznaczny rozdzia³ miêdzy spoczynkiem i poœlizgiem. Natomiast w przypadku cia³ rzeczywiœcie elastycznych, w obszarze spoczynku, w chwili zadzia³ania si³y stycznej wystêpuj¹ pewne mikroprzesuniêcia. Pomiary tarcia spoczynkowego s¹ wiêc w pewnym zakresie pomiarami tarcia œlizgowego przy ma³ych prêdkoœciach i z tego te¿ powodu niektórzy autorzy nie uwzglêdniaj¹ tarcia spoczynkowego (Simkins (1967) [L. 9], Sargent (1974) [L. 8]). Podzia³ na obszary przyczepnoœci i poœlizgu jest wiêc idealnym rozwa¿aniem – pewnym przybli¿eniem rzeczywistych w³aœciwoœci. Tarcie œlizgowe wynika z ruchu wzglêdnego warstw wierzchnich dwóch elementów pozostaj¹cych w kontakcie. Wed³ug elementarnej teorii Coulomba wspó³czynnik tarcia œlizgowego µ jest niezale¿ny od H wartoœci prêdkoœci wzglêdnej. Wektor FT si³y tarcia ma kierunek dzia³aH nia, zale¿ny od kierunku dzia³ania prêdkoœci wzglêdnej v r : H FT = − µ ⋅ FN ⋅ sgn  

H vr H vr

  

(1)

którego wartoœæ liczbow¹ oblicza siê wg wzoru (4.2): FT = − FN ⋅sgn( v r )

(2)

Tarcie œlizgowe okreœlone jest przede wszystkim przez procesy adhezji oraz sprê¿yste i plastyczne deformacje. Podczas wzglêdnego ruchu

5-2003

TRIBOLOGIA

191

dochodzi do sprê¿ystych i plastycznych deformacji w warstwach wierzchnich nierównoœci, rozrywania mostków zgrzewanych na zimno, jak równie¿ œcinanie wzniesieñ materia³u. Wszystkie sk³adowe mechanizmy powstaj¹ce w miejscu styku powoduj¹ powstawanie si³y oporu. W nastêpstwie rozpraszania energii w miejscu styku dochodzi do podwy¿szenia temperatury, która oddzia³uje na si³ê tarcia. Zale¿noœæ si³y tarcia od prêdkoœci wzglêdnej i si³y normalnej dla quasistacjonarnych warunków opisuje równanie (2). Ze wzrostem prêdkoœci wzglêdnej czas kontaktu stykaj¹cych siê obszarów warstwy wierzchniej ulega zmniejszeniu, co powoduje spadek si³y tarcia. Zale¿noœæ tê ujmuje Kragielski (1968) [L. 4] równaniem (3), wyra¿aj¹cym wspó³czynnik tarcia w funkcji prêdkoœci µ = µ ( v r ): 16⋅ k + 100

µ = 0,6 ⋅ 80 ⋅ k + 100 ⋅ 30 ⋅ 100 v + 100

(3)

gdzie: k – docisk klocka ¿eliwnego do ko³a w MPa, v – prêdkoœæ w km/h. W pracach Bowdena i Lebena (1939) [L. 2] oraz Bowdena i Tabora (1939) [L. 1] zwrócono uwagê na fakt, ¿e poœlizg sztywnego cia³a po pod³o¿u nie odbywa siê w sposób p³ynny, ale skokowy. Je¿eli wzrasta si³a tarcia wraz ze spadkiem prêdkoœci wzglêdnej, to powstaj¹ drgania samowzbudne, nazywane drganiami stick-slip (przyleganie-poœlizg). Wiele przeprowadzonych badañ wskazuje na istotny wp³yw w³aœciwoœci tribologicznych materia³ów par ciernych klockowego uk³adu hamulcowego na parametry wibroakustyczne pojazdu szynowego. Odniesienie poziomu natê¿enia dŸwiêku, podczas hamowania pojazdu, do charakterystyk tarciowo-zu¿yciowych materia³ów, stosowanych na wstawki hamulcowe, wykaza³o istniej¹c¹ zale¿noœæ tego zjawiska od cech konstrukcyno-technologicznych wstawki hamulcowej. Znaj¹c te zale¿noœci, mo¿na stymulowaæ zu¿yciem oraz natê¿eniem emitowanego dŸwiêku, który jest nieod³¹cznym zjawiskiem towarzysz¹cym procesowi tarcia podczas hamowania pojazdu. BADANIA WP£YWU MATERIA£U WSTAWKI HAMULCOWEJ NA POZIOM HA£ASU Jak zauwa¿ono we wczeœniejszych doœwiadczeniach czynnikiem bardzo istotnie wp³ywaj¹cym na poziom emisji ha³asu podczas procesu hamowania s¹ w³asnoœci materia³u wstawki hamulcowej. Dlatego podczas badañ

192

TRIBOLOGIA

5-2003

tribologicznych przeprowadzonych przy u¿yciu testera T-05, (Rys.1) dokonano pomiaru poziomu dŸwiêku mikrofonem pojemnoœciowym typu SV 02/C4 z przedwzmacniaczem mikrofonowym 1/2" typu SV01A pod³¹czonym do cyfrowego analizatora i miernika dŸwiêku typu SVAN 912 AE.

Rys. 1. Stanowisko badawcze tester T-05 z aparatur¹ pomiarow¹ Fig. 1. Test bench tester T-05 with measuring equipment

Pomiar przeprowadzano dla w³¹czonego filtru typu A, charakterystyki dynamicznej oznaczonej F, oraz liniowego uœrednienia. Mikrofon umiejsco-

Rys. 2. Analiza oktawowa poziomu ha³asu w funkcji czasu: wstawka kompozytowa, prêdkoœæ wzglêdna 8.8 m/s, nacisk 1 MPa Fig.2. Noise level octave analysis in function of time for composite insert: relative velocity 8.8 m/s, pressure 1 MPa

5-2003

TRIBOLOGIA

193

wiony w p³aszczyŸnie prostopad³ej do osi obrotu obrêczy zamocowano na statywie w odleg³oœci ok. 10 mm od miejsca wspó³pracy klocka z obrêcz¹. Na Rys. 2, Rys. 3 i Rys. 4 zamieszczono wyniki analizy oktawowej poziomu ha³asu w funkcji czasu – kolejno dla wstawki kompozytowej, z materia³u spiekanego oraz wstawki ¿eliwnej.

Rys. 3. Analiza oktawowa poziomu ha³asu w funkcji czasu: wstawka z materia³u spiekanego, prêdkoœæ wzglêdna 8.8 m/s, nacisk 1 MPa Fig.3. Noise level octave analysis for insert from sintered material: relative velocity 8.8 m/s, pressure 1 MPa

Rys. 4. Analiza oktawowa poziomu ha³asu w funkcji czasu: wstawka ¿eliwna,prêdkoœæ wzglêdna 8.8 m/s nacisk 1 MPa Fig. 4. Noise level octave analysis for cast iron insert in function of time: relative velocity 8.8 m/s, pressure 1 MPa

194

TRIBOLOGIA

5-2003

Z przeprowadzonych badañ wynika, i¿ najwy¿szym poziomem ha³asu, niezale¿nie od prêdkoœci wzglêdnej i nacisku, charakteryzowa³y siê wstawki wykonane z ¿eliwa P10. Generowa³y one ha³as na poziomie kilka dB wy¿szym od wstawek wykonanych z materia³ów kompozytowych. Zamieszczone w pracy [L. 5, 6] wyniki badañ (Rys. 5) dowodz¹, ¿e wykonuj¹c wstawki hamulcowe z materia³u o charakterystyce wspó³czynnika tarcia „µ s = µ k ; µ k = const ” (jakim charakteryzuj¹ siê niektóre materia³y kompozytowe) mo¿emy wp³ywaæ na proces zjawisk kontaktowych typu stick-slip – eliminuj¹c w tym przypadku fazê stick, czyli odcinek „A–B” przybiera kszta³t ³uku o promieniu RCG. Przeciwdzia³a siê w ten sposób powstawaniu drgañ samowzbudnych. W efekcie wyeliminowania drgañ samowzbudnych, w strefie tarcia ko³a z klockiem hamulcowym, przeciwdzia³amy powstawaniu zu¿ycia falistego ko³a, a tym samym wp³ywamy na obni¿enie poziomu emisji ha³asu – tak podczas hamowania jak i normalnej jazdy pojazdu szynowego.

Rys. 5. Scghemat pogl¹dowy cyklu granicznego analizowanego uk³adu mechanicznego[6] Fig. 5. Diagram of boundary cycle of the investigated mechanical system

5-2003

TRIBOLOGIA

195

BADANIA TRIBOLOGICZNE

0,50

100

0,40

80

0,30

60

0,20

40

0,10

20

0,00

temperature [°C]

coefficient of friction

Na stanowisku badawczym tester T-05 wyznaczono wartoœci i przebiegi zmian wspó³czynnika tarcia œlizgowego w funkcji: – prêdkoœci, – czasu, – temperatury, – obci¹¿enia. oraz zmian temperatury wstawki hamulcowej i obrêczy w funkcji: – czasu, – prêdkoœci, – obci¹¿enia. W pracy zamieszczono wybrane przebiegi zmian wartoœci wspó³czynnika tarcia i temperatury w funkcji czasu, Rys. 6 i Rys. 7, dla wstawki kompozytowej i ¿eliwnej.

0 2

6 10 14 18 22 26 30 34 38 42 46 50 55 59 63 66 70 74 78 82 tim e [s]

0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00

160 140 120 100 80 60 40 20 0 2

5

temperature [°C]

coefficient of friction

Rys. 6. Wykres przebiegu zmian wartoœci wspó³czynnika tarcia i temperatury w funkcji czasu – wstawka kompozytowa Fig. 6. Diagram of coefficient of friction and temperature curves in the function of time – composite insert

9 14 18 21 25 30 34 37 42 46 49 54 58 62 66 70 74 78 82 time [s]

Rys. 7. Wykres przebiegu zmian wartoœci wspó³czynnika tarcia i temperatury w funkcji czasu – wstawka ¿eliwna Fig. 7. Diagram of coefficient of friction and temperature curves in the function of time – cast iron insert

TRIBOLOGIA

196

5-2003

Podczas badañ dokonano pomiaru zu¿ycia œciernego dla przeciwpróbki wykonanej z materia³u obrêczy B2N, a hamowanej przez próbki wykonane z materia³ów: ¿eliwa (P10), materia³ów kompozytowych (K1, K3, L2) i materia³u spiekanego z proszków metali (S). Stopieñ zu¿ycia okreœlono mierz¹c zu¿ycie liniowe skojarzenia ciernego wstawka-obrêcz oraz wa¿¹c ubytki masowe. Przyk³adowe zestawienie wybranych wyników badañ zu¿ycia liniowego wstawek z materia³ów K1, K3, L2, P10, S dla nacisków 0.5, 0.7, 1 i 1.2 MPa przedstawiono na Rys. 8. Na Rys. 9 zamieszczono wyniki pomiaru zu¿ycia wagowego obrêczy hamowanych przez wstawki K1, K3, L2, P10 i S przy naciskach 0.5, 0.7, 1 i 1.2 MPa. Na podstawie przeprowadzonych badañ, oceny wagowego i liniowego zu¿ycia, mo¿na stwierdziæ, ¿e najwiêksz¹ intensywnoœci¹ zu¿ycia charakteryzuje siê ¿eliwo P10. Ponadto przy naciskach 0.7, 1 i 1.2 MPa stwierdzono naniesienia materia³u wstawki ¿eliwnej na powierzchniê wspó³pracuj¹cej z ni¹ obrêczy. Najintensywniej zu¿ywa³a siê obrêcz podczas hamowania wstawk¹ wykonan¹ z materia³u S. Najmniejsze zu¿ycie wagowe jak i liniowe wykazywa³ materia³ kompozytowy L2 oraz skojarzona z nim obrêcz.

0,12

wear [mm]

0,1 0,08 0,06 0,04 0,02 0 S+B2N

0.5 0.7 press

ure [M

L2+B2N

1 Pa]

K3+B2N

1.2

Rys. 8. Œrednie zu¿ycie liniowe wstawek z materia³ów K1, K3, L2, P10, S dla nacisków 0.5, 0.7, 1, 1.2 MPa i drogi tarcia 1000 m Fig. 8. Mean linear wear of inserts from materials K1, K3, L2, P10, S for pressure 0.5, 0.7, 1, 1.2 MPa and for 1000 m of friction distance

5-2003

TRIBOLOGIA

197

0,007 0,006 0,005

wear [g]

0,004 0,003 0,002 0,001 0 -0,001 -0,002 0.5

S

0.7

pressu

L2

1

re [MPa

]

1.2

K3

Rys. 9. Œrednie zu¿ycie wagowe obrêczy hamowanych przez wstawki K1, K3, L2, P10, S dla nacisków 0.5, 0.7, 1, 1.2 MPa i drogi tarciaa 1000 m Fig. 9. Mean wear by weight of rims braked by inserts K1, K3, L2, P10 S for pressure 0.5, 0.7, 1, 1.2 MPa and for 1000 m friction distance

ZAKOÑCZENIE Wstawki hamulcowe ¿eliwne, dla których wartoœæ wspó³czynnika tarcia maleje wraz ze spadkiem prêdkoœci wzglêdnej podczas tarcia, generowa³y ha³as na poziomie o kilka dB wy¿szym w porównaniu ze wstawkami z materia³ów kompozytowych. Wspó³czynnik tarcia wstawek kompozytowych wykazuje sta³¹ wartoœæ – niezale¿n¹ od zmiany prêdkoœci wzglêdnej tr¹cych elementów. Przeprowadzone badania [L. 3, 5, 6, 10, 11] wykaza³y, a zamieszczone w pracy wyniki badañ stanowiskowych i laboratoryjnych potwierdzi³y, ¿e poziom natê¿enia dŸwiêku, generowany przez pojazd szynowy, zale¿y, w znacznym stopniu, od cech konstrukcyjno-technologicznych stosowanych wstawek hamulca klockowego. Zastosowanie kompozytowych wstawek w hamulcach klockowych pojazdów szynowych wp³ynie korzystnie na komfort akustyczny podczas jazdy. Wstawki kompozytowe, w porównaniu z wstawkami ¿eliwnymi, wykazuj¹ mniejsz¹ intensywnoœæ zu¿ycia œciernego, tak wagowego jak i liniowego, badanych materia³ów wstawki hamulcowej i ko³a.

198

TRIBOLOGIA

5-2003

LITERATURA 1.

Bowden F.P., Leben L.: The nature of sliding and the analysis of friction. „Proc. R. Soc.”, A169, London 1939, pp.371-391. 2. Bowden F.P., Tabor D.: The area of contact between stationary and between moving surfaces. “Proc. R. Soc.”, A169, London 1939, pp.91-413. 3. Ehlers H.R., Gärtner E.: Poteziale und Grenzen der klotzbremse im vergleich zur Scheibenbremse Glasers Annalen, nr. 126 6-7/2002 r. 4. Kragielski I. V.: Trienie i iznos. Moskwa 1968. 5. Piec P.: Analiza zjawisk kontaktowych typu stick-slip w miejscu styku ko³a z klockiem hamulcowym. Monografia 187, Politechnika Krakowska, Kraków, 1995. 6. Piec P.: Zjawiska kontaktowe w elementach pojazdów szynowych. Wyd. ITE Radom, BIBLIOTEKA PROBLEMÓW EKSPLOATACJI, Wyd. ITE Radom, . Kraków, 1999 r. 7. Piec P., Zajac G.: Wp³yw eksploatacji pojazdów na propagacjê ha³asu. Wyd. ITE Radom, PROBLEMY EKSPLOATACJI, Kwartalnik, nr 1/2002 (44). 8. Sargent L.B.: A Unified Theory of Friction. „ASLE Transactions”, 17(1974). 9. Simkins T.E.: The Mutuality of Static and kinetic Friction. Journal of the American Society of Lubrication Engineers, 23(1967). 10. Sitarz M., Piec P., He³ka A., Zaj¹c G.: Badania eksploatacyjne ¿eliwnych i kompozyto-wych wstawek hamulcowych. Wyd. Politechniki Œl¹skiej, Zeszyty Naukowe, seria TRANSPORT, z.43, 2001 r. 11. Willenbrink L.: Neurer Erkentnisse zur Schallabstrahlung von Schienenfahrzeuge. Eisenbahntechnische Rundschau, Nr 5, 1979. 12. Zalewski R.: Obecne zagro¿enia œrodowiska naturalnego przez kolej i sposoby zaradcze. Drogi Kolejowe, nr 8, 9/1990.

Recenzent: Marian SZCZEREK Summary The analysis of contact phenomena that accompany the process of friction is based on the results of operational and laboratory test bench investigations aided by the application of computer programs. The computer aided analysis of the process of friction allows a selective identification of a broad range of parameters which are decisive for the initiation and propagation of the basic phenomena connected with friction. Computer interference in the description and analysis of the phenomena accompanying friction makes it possible to separate the

5-2003

TRIBOLOGIA

199

microprocesses which shape the macro-picture of the changes that occur in the outer layer of the interacting elements and units of machines and vehicles. The article is based on the results of the authors’ research, supported by visual computer simulation. The article includes some results of tests on the effect of tribological properties of friction elements, brake shoe insert and wheel, on the level of noise. In the experiments the inserts made from cast iron, used in rail vehicles were investigated, as well as composite inserts and pressed from metal powders.

200

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

201

Witold PIEKOSZEWSKI* , Waldemar TUSZYÑSKI*

W£AŒCIWOŒCI PRZECIWZU¯YCIOWE, PRZECIWZATARCIOWE I  TRWA£OŒÆ ZMÊCZENIOWA WÊZ£A TARCIA JAKO EFEKT RODZAJU I  STʯENIA DODATKÓW SMARNOŒCIOWYCH W OLEJU

AN EFFECT OF THE TYPE AND CONCENTRATION OF LUBRICATING ADDITIVES ON AW/EP PROPERTIES AND ROLLING FATIGUE LIFE OF A TRIBOSYSTEM

S³owa kluczowe: Aparat czterokulowy, w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, w³aœciwoœci przeciwzatarciowe, trwa³oœæ zmêczeniowa, dodatki AW, dodatki EP, SEM, EDS Key–words: Four–ball tester, AW properties, EP properties, rolling fatigue life, AW additives, EP additives, SEM, EDS

* Instytut Technologii Eksploatacji (ITeE), Zak³ad Tribologii, ul. Pu³askiego 6/10, 26–600 Radom, tel. (0-48) 36-442-41.

202

TRIBOLOGIA

5-2003

STRESZCZENIE W artykule zamieszczono wyniki tribologicznych badañ serii olejów smarowych o zmienianym w sposób modelowy sk³adzie chemicznym. Olejem bazowym by³ olej mineralny. Olej ten mieszano z handlowymi pakietami dodatków smarnoœciowych ró¿nego typu. By³y to dwa ró¿ne pakiety dodatków przeciwzu¿yciowych (typu AW) i dwa pakiety dodatków przeciwzatarciowych (typu EP). Dodatki przeciwzu¿yciowe zawiera³y dialkiloditiofosforan cynku – ZDDP, zaœ przeciwzatarciowe – organiczne zwi¹zki siarkowo–fosforowe. Dodatki smarnoœciowe dodawano do oleju bazowego w ró¿nych stê¿eniach. Badania tribologiczne wykonano za pomoc¹ dwóch aparatów czterokulowych, wytworzonych w ITeE. Aparat T–02 pos³u¿y³ do wyznaczenia w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych i przeciwzatarciowych smarowanego badanymi olejami wêz³a tarcia. Aparat czterokulowy T–03 umo¿liwi³ wykonanie badañ trwa³oœci zmêczeniowej (pittingu). Wykazano, ¿e dodatki AW polepszaj¹ nie tylko w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe smarowanego nimi wêz³a tarcia, ale dodatkowo – dodane w niewielkiej iloœci – wp³ywaj¹ korzystnie na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Zwiêkszenie stê¿enia dodatków AW w oleju bazowym pozwala znacz¹co poprawiæ w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, ma jednak niekorzystny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Dodatki EP, dodane nawet w niewielkim stê¿eniu do oleju bazowego, powoduj¹ kilkukrotn¹ poprawê w³aœciwoœci przeciwzatarciowych oraz w znacznie mniejszym stopniu, przeciwzu¿yciowych, praktycznie nie wp³ywaj¹c przy tym jednak na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Zwiêkszenie stê¿enia tych dodatków skutkuje polepszeniem w³aœciwoœci przeciwzatarciowych, jak te¿ przeciwzu¿yciowych. Towarzyszy temu jednak znaczny spadek trwa³oœci zmêczeniowej. Wyniki badañ tribologicznych zinterpretowano w oparciu o analizy powierzchni tarcia za pomoc¹ skaningowego mikroskopu elektronowego (SEM) i mikroanalizatora rentgenowskiego (EDS). WPROWADZENIE Smarowanie wiêkszoœci wêz³ów tarcia, np. szybkoobrotowych przek³adni zêbatych, nie jest smarowaniem „czysto” hydrodynamicznym (HD) czy elastohydrodynamicznym (EHD). Chocia¿ wiêksza czêœæ

5-2003

TRIBOLOGIA

203

obci¹¿enia przenoszona jest przez film olejowy, nie mo¿na w pe³ni unikn¹æ kolizji najwy¿szych wierzcho³ków nierównoœci powierzchni [L. 1]. Wówczas, po zniszczeniu warstewek tlenków na powierzchni, mo¿e dojœæ do sczepieñ adhezyjnych, które na skutek wzajemnego ruchu elementów tr¹cych s¹ zrywane. To w konsekwencji powoduje uszkodzenie powierzchni. Je¿eli proces ten nie zostanie zahamowany, nastêpuje zmiana skali uszkadzania z mikro na makroskopow¹ – elementy tr¹ce ulegaj¹ zacieraniu [L. 2]. Na zacieranie nara¿one s¹ te czêœci maszyn, które podczas wzajemnego ruchu pracuj¹ w warunkach du¿ych poœlizgów, np. strefa g³owy i stopy zêba w przek³adniach. Je¿eli elementy wykonuj¹ ruch toczny lub toczny z niewielkim poœlizgiem (dwa zêby przek³adni zêbatej stykaj¹ce siê w tzw. œrodku zazêbienia czy ³o¿yska toczne), a styk jest smarowany, to mo¿e dojœæ do odmiennej formy zu¿ycia zwanej pittingiem [L. 3]. Pitting zwi¹zany jest ze zmêczeniem materia³u warstwy wierzchniej wywo³anym cyklicznym obci¹¿eniem styku, w wyniku czego powstaj¹ szczeliny. W szczeliny pod wysokim ciœnieniem (smarowanie EHD) wt³aczany jest olej, wskutek czego ulegaj¹ one rozklinowaniu. Ostatecznie, na skutek zmiennych naprê¿eñ nastêpuje wykruszenie cz¹stki materia³u [L. 4, 5, 6]. Zarówno zacieranie, jak i zu¿ycie zmêczeniowe (pitting) s¹ uzale¿nione od wielu ró¿nych czynników. S¹ to: w³aœciwoœci materia³u, sposób obróbki powierzchni, konstrukcja wêz³a tarcia, warunki eksploatacji oraz w³aœciwoœci fizykochemiczne zastosowanego œrodka smarowego. Dla pierwszych czterech czynników zale¿noœæ odpornoœci wêz³a tarcia na zacieranie i zmêczenie jest stosunkowo dobrze rozpoznana. Mniej jednoznacznych informacji dostêpnych jest natomiast na temat wp³ywu œrodków smarowych, szczególnie w aspekcie ich interakcji z warstw¹ wierzchni¹ elementów tr¹cych. Wiadomo, ¿e w celu zapobiegania zu¿ywaniu i zacieraniu nale¿y zwiêkszyæ lepkoœæ oleju smarowego [L. 3] i/lub zastosowaæ w oleju pakiet dodatków smarnoœciowych [L. 7, 8], przy czym mog¹ to byæ dodatki przeciwzu¿yciowe, typu AW lub przeciwzatarciowe, typu EP [L. 9]. W pracach [L. 10, 11] potwierdzono, ¿e zwiêkszenie iloœci dodatków, szczególnie EP, w oleju smarowym znacz¹co podnosi odpornoœæ wêz³a tarcia na zacieranie. Jeœli chodzi o wp³yw dodatków smarnoœciowych na trwa³oœæ zmêczeniow¹ wêz³a tarcia, to prezentowane w literaturze informacje s¹ czêsto

204

TRIBOLOGIA

5-2003

sprzeczne. Przyjmuje siê najczêœciej, ¿e obecnoœæ dodatków typu EP w oleju smarowym obni¿a trwa³oœæ zmêczeniow¹ [L. 12]. Tymczasem w pracy [L. 13] podano, ¿e tego typu dodatki pozwalaj¹ tê trwa³oœæ podwy¿szyæ. Podobne wyniki – w odniesieniu do dodatków typu AW – zaprezentowano w artykule [L. 14], gdzie stwierdzono ich pozytywny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Ró¿nice te wynikaj¹ z ró¿norakich stosowanych wêz³ów tarcia i warunków badañ. Zaistnia³a zatem potrzeba wykonania kompleksowych badañ zale¿noœci w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych, przeciwzatarciowych i trwa³oœci zmêczeniowej od rodzaju i stê¿enia dodatków smarnoœciowych w oleju, przy zastosowaniu tego samego typu wêz³a tarcia i w tych samych warunkach. APARATURA BADAWCZA I ELEMENTY TESTOWE Badania tribologiczne wykonano za pomoc¹ dwóch aparatów czterokulowych, wytworzonych w ITeE. Aparat T–02 pos³u¿y³ do wyznaczenia w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych i przeciwzatarciowych smarowanego badanymi olejami wêz³a tarcia, w warunkach ruchu œlizgowego. Zmodyfikowany aparat czterokulowy T–03 umo¿liwi³ natomiast wykonanie badañ trwa³oœci zmêczeniowej (pittingu), w warunkach ruchu tocznego. Dodaæ nale¿y, ¿e obecnie aparat czterokulowy jest jednym z najpowszechniej stosowanych urz¹dzeñ do tribologicznych badañ olejów smarowych [L. 9, 15]. Oba urz¹dzenia zosta³y wyposa¿one w skomputeryzowane systemy steruj¹co–pomiarowe. Aparat T–03 wyposa¿ony by³ dodatkowo w detektor drgañ. W momencie wyst¹pienia wykruszenia materia³u na jednej z kulek poziom drgañ gwa³townie wzrasta³, a odpowiedni sterownik automatycznie wy³¹cza³ urz¹dzenie. Elementami testowymi w obu przypadkach by³y kulki ³o¿yskowe o œrednicy nominalnej 1/2", wykonywane ze stali ³o¿yskowej £H15. Chropowatoœæ powierzchni wynosi³a Ra = 0,032 µm, a twardoœæ 60–65 HRC. Ró¿nica w wêŸle tarcia polega³a na tym, ¿e w aparacie do badania zu¿ywania i zacierania (T–02) dolne kulki zaciœniête by³y w uchwycie tak, aby nie mog³y siê obracaæ – Rys. 1 a). Obraca³a siê tylko kulka górna. W przypadku aparatu T–03 do badania pittingu dolne kulki swobodnie toczy³y siê po bie¿ni – Rys. 1 b).

5-2003

a)

TRIBOLOGIA

205

b)

Rys. 1. Wêze³ tarcia aparatu czterokulowego: a) T–02, b) T–03 Fig. 1. Four–ball tribosystem: a) T–02 apparatus, b) T–03

Po wykonaniu badañ tribologicznych analizowano powierzchniê œladu zu¿ycia za pomoc¹ skaningowego mikroskopu elektronowego (SEM) i spektrometru z dyspersj¹ energii (EDS). METODYKA BADAÑ Do scharakteryzowania w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych wykorzystano tzw. graniczne obci¹¿enie zu¿ycia (Goz40), oznaczane wed³ug p. 2.3 normy PN–76/C–04147 [16]. Zmieniono tylko obci¹¿enie wêz³a i czas trwania biegu. Przyjêto obci¹¿enie 40 kG (392 N) i czas 3600 s – zgodnie z WTWT – 94/MPS–025 [L. 17]. Indeks „40” w Goz40 oznacza obci¹¿enie wyra¿one w kG. Prêdkoœæ obrotowa wrzeciona wynosi³a 500 obr/min (prêdkoœæ poœlizgu 0,19 m/s). W³aœciwoœci przeciwzatarciowe scharakteryzowano za pomoc¹ tzw. granicznego nacisku zatarcia (poz), wyznaczanego w warunkach liniowo rosn¹cego obci¹¿enia. Badania wykonano wed³ug metody w³asnej, prezentowanej wielokrotnie, np. [L. 10, 11, 18, 19]. Na podstawie dotychczasowych badañ stwierdzono, ¿e opracowana nowa metoda charakteryzuje siê dobr¹ rozdzielczoœci¹ oraz bardzo nisk¹ czasoch³onnoœci¹ i kosztem, przy precyzji porównywalnej do osi¹ganej w najczêœciej stosowanych badaniach tribologicznych. Oznaczenie wskaŸnika poz prowadzono w nastêpuj¹cych warunkach: prêdkoœæ narastania obci¹¿enia 409 N/s, obci¹¿enie pocz¹tkowe 0, obci¹¿enie maksymalne ok. 7200 N, prêdkoœæ obrotowa wrzeciona 500 obr/min (prêdkoœæ poœlizgu 0,19 m/s).

206

TRIBOLOGIA

5-2003

Zarówno graniczne obci¹¿enie zu¿ycia (Goz40), jak i graniczny nacisk zatarcia (poz) odpowiadaj¹ nominalnemu naciskowi na powierzchni œladu zu¿ycia pod koniec biegu. Oblicza siê je ze wzoru (1):

G oz 40 (p oz ) = 0,52

P d2

[N / mm ] 2

(1)

gdzie: P – w przypadku oznaczania Goz40 jest to wartoœæ obci¹¿enia w czasie biegu [N]; dla poz jest to obci¹¿enie powoduj¹ce zatarcie lub obci¹¿enie maksymalne (gdy brak jest zatarcia), d – œrednia œrednica œladu zu¿ycia [mm]. Im wartoœci wskaŸników Goz40 i poz s¹ wy¿sze, tym lepsze s¹ odpowiednio przeciwzu¿yciowe i przeciwzatarciowe w³aœciwoœci wêz³a tarcia smarowanego badanym œrodkiem smarowym. W celu oznaczenia Goz40 i poz wykonano dla ka¿dego oleju minimum 3 biegi badawcze, których wyniki uœredniono. W przypadku Goz40 sposób obróbki statystycznej podano w normie [16], zaœ dla poz – w pracy [L. 11]. Trwa³oœæ zmêczeniow¹ scharakteryzowano wed³ug normy IP 300/82 [L. 20] za pomoc¹ tzw. trwa³oœci 10%, oznaczonej L10. Jest to taki czas eksploatacji tocznych wêz³ów tarcia (smarowanych badanym olejem), w którym 10% ich populacji ulega uszkodzeniu. Badanie polega³o na przeprowadzeniu przy sta³ym obci¹¿eniu (5886 N) i sta³ej prêdkoœci obrotowej (1450 obr/min; 0,56 m/s) 24 biegów badawczych czterech stalowych kulek wspó³pracuj¹cych tocznie w obecnoœci œrodka smarowego, sporz¹dzeniu rozk³adu Weibulla i na jego podstawie okreœleniu trwa³oœci wêz³a tarcia L10. Badania wykonywano do osi¹gniêcia dla danego œrodka smarowego 24 takich biegów, które zakoñczone zosta³y wyst¹pieniem wykruszenia na kulce górnej. BADANE OLEJE Zbadano seriê olejów smarowych o zmienianym sk³adzie chemicznym. Olejem bazowym by³ olej mineralny (oznaczony B1) o lepkoœci kinematycznej ok. 11 mm2/s (100ºC). Mieszano go z handlowymi pakietami dodatków smarnosciowych ró¿nego typu. By³y to dwa ró¿ne pakiety dodatków przeciwzu¿yciowych (typu AW), uwa¿anych czasem za czêœciowo przeciwzatarciowe [L. 21], i dwa pakiety dodatków przeciwzatarciowych (typu EP). Oznaczono je odpowiednio AW1, AW2 oraz EP1 i EP2. Dodatki przeciwzu¿yciowe zawiera³y dialkiloditiofosforan cynku – ZDDP, zaœ przeciwzatarciowe – organiczne zwi¹zki siarkowo–fosforowe. Dodatki smarnoœciowe dodawano do oleju bazowego w ró¿nych stê¿eniach: 0,2

5-2003

TRIBOLOGIA

207

i 3% wag. dla dodatków AW, oraz 1 i 10% wag. dla EP. Wybrane dodatki stosowane s¹ we wspó³czesnych samochodowych olejach przek³adniowych. WYNIKI BADAÑ TRIBOLOGICZNYCH Pierwszym krokiem by³o oszacowanie wymuszeñ panuj¹cych w wêŸle tarcia w czasie oznaczania poszczególnych wskaŸników. Niektórzy autorzy proponuj¹ w tym celu wyznaczaæ tzw. jednostkow¹ moc tarcia (JMT), obliczan¹ ze wzoru (2) [L. 22, 23]: JMT = µ p v

[MW / m ]

(2)

2

gdzie: µ – wspó³czynnik tarcia, p – nacisk [MN/m2], v – prêdkoœæ poœlizgu (toczenia) [m/s]. Wyniki obliczeñ zebrano w Tab. 1. Wspó³czynnik tarcia zosta³ wyznaczony na drodze eksperymentalnej, z wyj¹tkiem sytuacji dla L10, gdzie jego wartoœæ przyjêto z pracy [L. 24] dla ³o¿yska kulkowego. Nacisk p jest równy wartoœci maksymalnych naprê¿eñ stykowych, obliczanych ze wzorów Hertza. Wiêcej informacji na temat sposobu wyznaczenia JMT podano w pracy [L. 25]. Tabela 1. Wymuszenia w czterokulowym wêŸle tarcia, mierzone jednostkow¹ moc¹ tarcia, dla poszczególnych wskaŸników (opis w tekœcie)

WskaŸnik

Ruch

ì

p [MN/m2]

v [m/s]

JMT [MW/m2]

Goz40

œlizgowy

0,100

3447

0,19

65

poz

œlizgowy

0,260

7218

0,19

357

L10

toczny

0,002

8503

0,56

10

W przypadku ruchu œlizgowego najmniejsze wymuszenia wystêpuj¹ przy oznaczaniu granicznego obci¹¿enia zu¿ycia Goz40. S¹ to tzw. warunki przeciwzu¿yciowe (AW), a Goz40 jest wskaŸnikiem charakteryzuj¹cym tzw. w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe wêz³a tarcia. Najwiêksze wymuszenia w wêŸle tarcia wystêpuj¹ przy oznaczaniu granicznego nacisku zatarcia poz. S¹ to tzw. warunki przeciwzatarciowe (EP), a poz jest wskaŸnikiem charakteryzuj¹cym tzw. w³aœciwoœci przeciwzatarciowe. Zdecydowanie najmniejsza JMT wystêpuje w przypadku oznaczania trwa³oœci L10 dla ruchu tocznego.

208

TRIBOLOGIA

5-2003

Na Rys. 2 przedstawiono wartoœci granicznego obci¹¿enia zu¿ycia (Goz40), granicznego nacisku zatarcia (poz) i trwa³oœci 10% (L10) uzyskane dla badanych olejów. S³upki b³êdów charakteryzuj¹ powtarzalnoœæ; dla dwóch pierwszych wskaŸników jej wartoœci s¹ podane odpowiednio w normie PN–76/C–04147 [16] i pracy [11]. Dla trwa³oœci zmêczeniowej brak jest danych na temat powtarzalnoœci. Uzyskane wyniki badañ tribologicznych pozwalaj¹ stwierdziæ, ¿e dodatki AW s¹ skuteczniejsze w warunkach niskich wymuszeñ ni¿ dodatki EP. Oznacza to nie tylko, ¿e dodatki AW polepszaj¹ w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe smarowanego nimi wêz³a tarcia (Goz40), ale dodatkowo – dodane w niewielkiej iloœci (0,2%) – wp³ywaj¹ korzystnie na trwa³oœæ zmêczeniow¹ (L10). Zwiêkszenie stê¿enia dodatków AW w oleju bazowym pozwala znacz¹co poprawiæ w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, ma jednak niekorzystny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹, co jest szczególnie widoczne dla pakietu AW1. Dodatki EP, przy wysokich wymuszeniach, wykazuj¹ znacznie wiêksz¹ efektywnoœæ dzia³ania ni¿ AW. Dodanie nawet w niewielkim stê¿eniu (1%) dodatków EP do oleju bazowego powoduje kilkukrotn¹ poprawê w³aœciwoœci przeciwzatarciowych (poz) oraz, w znacznie mniejszym stopniu, przeciwzu¿yciowych, praktycznie nie wp³ywaj¹c przy tym jednak na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Zwiêkszenie stê¿enia tych dodatków skutkuje polepszeniem w³aœciwoœci przeciwzatarciowych, jak te¿ przeciwzu¿yciowych. Jest to szczególnie widoczne dla pakietu EP2. Towarzyszy temu jednak znaczny spadek trwa³oœci zmêczeniowej. DYSKUSJA WYNIKÓW Dla interpretacji otrzymanych wyników badañ tribologicznych wykonano iloœciow¹ mikroanalizê rentgenowsk¹ za pomoc¹ spektrometru EDS zintegrowanego ze skaningowym mikroskopem elektronowym (SEM). Przed badaniami elementy testowe myto w 95% n–heksanie w myjce ultradŸwiêkowej. Na Rys. 3 do 5 zaprezentowano zawartoœæ siarki, fosforu i cynku w warstwie wierzchniej œladu zu¿ycia po badaniu w ró¿nych warunkach. Rys. 3 i 4 dotycz¹ analizy œladu zu¿ycia na jednej z kul dolnych po badaniach w warunkach odpowiednio przeciwzu¿yciowych (oznaczanie Goz40) i przeciwzatarciowych (oznaczanie poz). Rys. 5 dotyczy analizy œcie¿ki zu¿ycia na kulce górnej w pobli¿u miejsca wykruszenia materia³u, po badaniach zmêczeniowych (oznaczanie L10). Dodatki EP nie zawiera³y w swoim sk³adzie cynku, dlatego na Rys. 3 c) do 5 c) prawe strony wykresów s¹ puste.

5-2003

TRIBOLOGIA

209

Analizy wykonywano 3 razy – za ka¿dym razem w innym miejscu œladu zu¿ycia. Na wykresach podano wartoœci œrednie oraz ró¿nice pomiêdzy zaobserwowan¹ minimaln¹ i maksymaln¹ zawartoœci¹ poszczególnych a)

1800

2

G o z4 0 [N/mm ]

1500 1200 900 600 300

b)

2 %

EP

EP

2

1

10

10

1%

%

EP

EP

1

2 1%

3%

AW

AW

2

1 2% 0,

0,

2%

3%

AW

AW

1

B1

0

3000

2

p o z [N/mm ]

2500 2000 1500 1000 500

2 10

1%

%

EP

EP

2

1 10

1%

%

EP

EP

1

2 AW 3%

AW 2% 0,

0,

c)

2

1 3%

2%

AW

AW

1

B1

0

180

L 1 0 [min]

150 120 90 60 30

2 10

%

EP

EP

2

1 1%

10

%

EP

EP

1

2 1%

AW

2 3%

AW 2%

3%

AW 0,

0,

2%

AW

B1

1

1

0

Rys. 2. W³aœciwoœci tribologiczne, otrzymane dla poszczególnych olejów, charakteryzowane za pomoc¹: a) granicznego obci¹¿enia zu¿ycia Goz40, b) granicznego nacisku zatarcia poz, c) trwa³oœci 10% L10 Fig. 2. Tribological properties obtained for the tested oils, measured by: a) limiting pressure of wear Goz40, b) limiting pressure of seizure poz, c) fatigue life L10

TRIBOLOGIA

210

5-2003

pierwiastków w ró¿nych miejscach. Rozrzuty te œwiadcz¹ zatem nie o b³êdzie pomiaru, ale o stopniu niejednorodnoœci sk³adu pierwiastkowego powierzchni œladu zu¿ycia. a) Zawartoœæ siarki [% wag.]

2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0

0,

b)

2%

AW

1 3%

AW

1 0,

2%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

EP

2

ZawartoϾ fosforu [% wag.]

3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 % 0 ,2

c)

AW

1 3%

AW

1 % 0 ,2

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

10

%

EP

2

EP

2

ZawartoϾ cynku [% wag.]

21 18 15 12 9 6 3 0

0 ,2

%

AW

1 3%

AW

1 0 ,2

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1

EP

1 1%

EP

2

Rys. 3. Zawartoœæ poszczególnych pierwiastków w warstwie wierzchniej œladu zu¿ycia po badaniu w warunkach przeciwzu¿yciowych: a) siarka, b) fosfor, c) cynk Fig. 3. The concentration of particular elements in the surface layer of the wear scar after testing in the AW regime: a) sulfur, b) phosphorus, c) zinc

5-2003

TRIBOLOGIA a)

211

ZawartoϾ siarki [% wag.]

21 18 15 12 9 6 3 0

2 0,

b)

%

AW

1 3%

AW

1 2 0,

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

EP

2

ZawartoϾ fosforu [% wag.]

7 6 5 4 3 2 1 0 % 0 ,2

c)

AW

1 3%

AW

1 % 0 ,2

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 % 10

EP

1 1%

EP

2 10

%

10

%

EP

2

EP

2

ZawartoϾ cynku [% wag.]

7 6 5 4 3 2 1 0

0 ,2

%

AW

1 3%

AW

1 0 ,2

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2

Rys. 4. Zawartoœæ poszczególnych pierwiastków w warstwie wierzchniej œladu zu¿ycia po badaniu w warunkach przeciwzatarciowych: a) siarka, b) fosfor, c) cynk Fig. 4. The concentration of particular elements in the surface layer of the wear scar after testing in the EP regime: a) sulfur, b) phosphorus, c) zinc

TRIBOLOGIA

212 a)

5-2003

ZawartoϾ siarki [% wag.]

3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0

2 0,

b)

%

AW

1 3%

AW

1 2 0,

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

EP

2

ZawartoϾ fosforu [% wag.]

10 8 6 4 2 0

0 ,2

c)

%

AW

1 3%

AW

1 0 ,2

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

EP

2

ZawartoϾ cynku [% wag.]

42 35 28 21 14 7 0

0 ,2

%

AW

1 3%

AW

1 0 ,2

%

AW

2 3%

AW

2 1%

EP

1 10

%

EP

1 1%

EP

2 10

%

EP

2

Rys. 5. Zawartoœæ poszczególnych pierwiastków w warstwie wierzchniej œcie¿ki zu¿ycia po badaniu pittingu: a) siarka, b) fosfor, c) cynk Fig. 5. The concentration of particular elements in the surface layer of the wear track after testing the fatigue life: a) sulfur, b) phosphorus, c) zinc

5-2003

TRIBOLOGIA

213

Du¿a skutecznoœæ dzia³ania dodatków AW w warunkach przeciwzu¿yciowych, objawiaj¹ca siê wysokimi wartoœciami wskaŸnika Goz40, wynika ze stosunkowo niskiej temperatury rozk³adu termicznego dialkiloditiofosforanu cynku (ZDDP), wynosz¹cej 200–300°C [L. 26]. Wymuszenia w wêŸle tarcia s¹ w warunkach przeciwzu¿yciowych wystarczaj¹ce do tego, ¿eby cz¹steczka ZDDP uleg³a czêœciowej destrukcji (zrywane s¹ wewnêtrzne wi¹zania), co umo¿liwia wbudowanie siê atomów np. S, P czy Zn w strukturê warstwy wierzchniej. Skutkuje to znaczn¹ modyfikacj¹ sk³adu pierwiastkowego powierzchni œladu zu¿ycia dla dodatków AW (Rys. 3), znacznie wiêksz¹ ni¿ w przypadku dodatków EP, dla których temperatura rozk³adu termicznego jest znacznie wy¿sza i siêga 400–500°C [L. 27]. Dodatki EP, maj¹c wysok¹ temperaturê rozk³adu termicznego, ujawniaj¹ swoj¹ skutecznoœæ dopiero w warunkach przeciwzatarciowych – wskaŸnik poz jest dla nich znacznie wy¿szy ni¿ dla dodatków AW. W tych warunkach, gdzie wymuszenia s¹ bardzo wysokie (najwy¿sza JMT – Tab. 1), dodatki EP w znacznie wiêkszym stopniu modyfikuj¹ powierzchniê œladu tarcia (Rys. 4) ni¿ AW. Szczególnie istotna jest modyfikacja powierzchni siark¹, bez porównania wiêksza dla dodatków EP ni¿ AW. Co prawda uwagê zwraca wysoki wskaŸnik poz dla pakietu 3% AW2, wy¿szy ni¿ dla 1% EP2 (Rys. 2 b), choæ jest on znacznie mniejszy ni¿ dla pozosta³ych olejów z dodatkami EP. Wynika to prawdopodobnie ze znacz¹cej modyfikacji powierzchni œladu zu¿ycia fosforem, w postaci fosforanów [L. 28], bez porównania wiêkszej ni¿ dla pozosta³ych olejów z dodatkami AW (Rys. 4). I odwrotnie – dla 10% EP1, pomimo znacznej obecnoœci P w powierzchni œladu zu¿ycia, poz jest znacznie mniejszy ni¿ dla 10% EP2 (Rys. 2 b). Tote¿ obecnoœæ siarki w warstwie wierzchniej, w postaci FeS [L. 29], wydaje siê byæ najwa¿niejsza dla zapewnienia dobrych w³aœciwoœci przeciwzatarciowych wêz³a tarcia, na co wskazuj¹ tak¿e liczne doniesienia literaturowe [L. 1, 29, 30]. Oprócz modyfikacji powierzchni œladu zu¿ycia siark¹ bardzo istotn¹ dla zachowania dobrych w³aœciwoœci przeciwzatarciowych jest równomiernoœæ jej rozk³adu powierzchniowego. Przyk³adem jest tu olej z 10% zawartoœci¹ EP1 i olej z 10% EP2. Œrednia zawartoœæ siarki w warstwie wierzchniej jest dla nich podobna (Rys. 4 a). Jednak jej rozk³ad powierzchniowy jest nieporównanie bardziej równomierny dla 10% EP2 ni¿ 10% EP1, o czym œwiadczy rozrzut wyników. St¹d wskaŸnik poz jest dla pierwszego oleju znacznie wy¿szy (Rys. 2 b).

214

TRIBOLOGIA

5-2003

Znaczenie modyfikacji powierzchni zwi¹zkami siarki czy fosforu dla przeciwdzia³ania zu¿ywaniu i zacieraniu w czasie tarcia œlizgowego jest powszechnie znane. Wynika ona z adsorpcji fizycznej, chemicznej, a nastêpnie reakcji chemicznych aktywnych dodatków smarnoœciowych z powierzchni¹ tarcia. Mo¿na w skrócie powiedzieæ, ¿e zwi¹zki S i P przeciwdzia³aj¹ powstawaniu sczepieñ adhezyjnych, b¹dŸ u³atwiaj¹ ich zrywanie. Wiele danych na ten temat mo¿na znaleŸæ w literaturze, np. [L. 1, 31, 32]. Mniej poznana jest natomiast rola Zn. Przypuszczalnie pierwiastek ten, wbudowany – na skutek dyfuzji [L. 33] – w du¿ej iloœci w powierzchniê stali, pozwala na elektrochemiczne przeciwdzia³anie procesom korozyjnym [L. 34]. Warto tu odnotowaæ, ¿e podobne wyniki odnoœnie dzia³ania dodatków AW i EP odnotowano w eksploatacyjnych badaniach samochodu osobowego [L. 35]. Olej przek³adniowy klasy jakoœciowej API GL–3, w którego sk³adzie znajduje siê pakiet dodatków AW, pozwala³ w umiarkowanych warunkach eksploatacji uzyskaæ mniejsze zu¿ycie przek³adni zêbatych skrzyni biegów ni¿ olej wysokiej klasy API GL–5 z dodatkami EP. W najbardziej ³agodnych warunkach tarcia (badanie pittingu w ruchu tocznym) wymuszenia s¹ znacznie ni¿sze ni¿ dla warunków przeciwzu¿yciowych (JMT 6–krotnie ni¿sza – Tab. 1) i warunków przeciwzatarciowych (JMT 35–krotnie ni¿sza). Dodatki AW przy niskich wymuszeniach bez porównania lepiej modyfikuj¹ warstwê wierzchni¹ œladu zu¿ycia ni¿ EP (Rys. 5). Szczególnie wysoka jest tu zawartoœæ P i Zn. Decyduje o tym znacznie ³atwiejszy rozk³ad termiczny cz¹steczki ZDDP ni¿ zwi¹zków S–P. Dlatego dodatki AW, szczególnie gdy s¹ dodane w niewielkich iloœciach (np. 0,2%) znacz¹co polepszaj¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ (L10), w przeciwieñstwie do dodatków EP (Rys. 2 c), które dodane w ma³ych iloœciach (1%) nie maj¹ wp³ywu na L10. Dodaæ tu nale¿y, ¿e podobne wyniki uzyskali autorzy pracy [L. 36] w badaniach zmêczeniowych za pomoc¹ stanowiska przek³adniowego. W literaturze najczêœciej wymienianym mechanizmem zwiêkszania trwa³oœci zmêczeniowej jest uplastycznienie powierzchni poprzez jej modyfikacjê siark¹, fosforem i cynkiem, w wyniku oddzia³ywania dodatków AW. W ten sposób nastêpuje znaczna redukcja naprê¿eñ (smarowanie EHD) wynikaj¹ca z oddzia³ywania „sp³aszczonych” nierównoœci powierzchni i w efekcie wzrost trwa³oœci zmêczeniowej [L. 14]. Z drugiej jednak strony dodatki AW redukuj¹ zu¿ycie, co z kolei utrzymuje naciski

5-2003

TRIBOLOGIA

215

na wysokim poziomie i mo¿e przyczyniæ siê do spadku trwa³oœci zmêczeniowej [L. 12, 37]. Wydaje siê, ¿e mo¿na tym wyt³umaczyæ spadek trwa³oœci zmêczeniowej przy zwiêkszaniu zawartoœci dodatków AW w oleju, widoczny szczególnie dla dodatku AW1 (Rys. 2 c). O ile dodatki AW maj¹ raczej pozytywny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹, o tyle dodatki EP wywieraj¹ wp³yw negatywny, szczególnie gdy dodane s¹ do oleju w wiêkszych iloœciach (np. 10%) – Rys. 2 c). W przypadku tych ostatnich najczêœciej obecnie wymienianym mechanizmem redukcji trwa³oœci zmêczeniowej jest ich agresywnoœæ korozyjna. Powoduje ona powstanie na smarowanej powierzchni mikrowg³êbieñ, bêd¹cych potencjalnymi „zal¹¿kami” wykruszeñ zmêczeniowych, co z kolei zwiêksza prawdopodobieñstwo wyst¹pienia pittingu [L. 12]. Innym mechanizmem odpowiedzialnym za redukcjê trwa³oœci zmêczeniowej jest sorpcja aktywnych dodatków smarnoœciowych w mikropêkniêciach, co powoduje zmniejszenie ich energii powierzchniowej i spójnoœci materia³u, a to z kolei u³atwia propagacjê pêkniêæ zmêczeniowych [L. 24]. Pozostaj¹c przy dodatkach EP, podkreœliæ trzeba, ¿e mog¹ one mieæ tak¿e pozytywny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹ [L. 13]. Wed³ug niektórych autorów dzieje siê tak wtedy, gdy stosunek zastêpczej chropowatoœci powierzchni wspó³pracuj¹cych cia³ do gruboœci filmu smarowego jest wy¿szy ni¿ 1,5 [L. 38]. Niebagateln¹ rolê przy porównywaniu wyników badañ zmêczeniowych odgrywaj¹ zatem warunki badañ. WNIOSKI Dodatki AW polepszaj¹ nie tylko w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe smarowanego nimi wêz³a tarcia, ale dodatkowo – dodane w niewielkiej iloœci (np. 0,2%) – wp³ywaj¹ korzystnie na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Zwiêkszenie stê¿enia tych dodatków w oleju bazowym pozwala znacz¹co poprawiæ w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, ma jednak niekorzystny wp³yw na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Dodatki EP, dodane nawet w niewielkim stê¿eniu (np. 1%) do oleju bazowego, powoduj¹ kilkukrotn¹ poprawê w³aœciwoœci przeciwzatarciowych oraz, w znacznie mniejszym stopniu, przeciwzu¿yciowych, praktycznie nie wp³ywaj¹c przy tym jednak na trwa³oœæ zmêczeniow¹. Zwiêkszenie stê¿enia tych dodatków skutkuje polepszeniem w³aœciwoœci przeciwzatarciowych, jak te¿ przeciwzu¿yciowych. Towarzyszy temu jednak znaczny spadek trwa³oœci zmêczeniowej.

TRIBOLOGIA

216

5-2003

Uzyskane wyniki s¹ efektem modyfikacji warstwy wierzchniej œladu zu¿ycia pierwiastkami pochodz¹cymi z dodatków smarnoœciowych, np. siark¹, fosforem i cynkiem. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. .13. 14. 15. 16. 17.

Stachowiak G.W., Batchelor A.W.: Engineering tribology. Elsevier. 1993, Amsterdam. Nosal S.: Tribologiczne aspekty zacierania siê wêz³ów œlizgowych. Wyd. Politechniki Poznañskiej. 1998, Poznañ. Praca zbiorowa (red. Neale M.J.): Tribology handbook. Newness–Butterworths. 1973, Londyn. Pytko S.: Badania mechanizmu niszczenia powierzchni tocznych elementów maszynowych. Zeszyty Naukowe AGH – Elektryfikacja i Mechanizacja Górnictwa i Hutnictwa, z. 25, 1967. Pytko S., Szczerek M.: Pitting – forma niszczenia elementów tocznych. Tribologia, nr 4/5, 1993, s. 317–334. Lawrowski Z.: Tribologia. Tarcie, zu¿ywanie i smarowanie. PWN. 1993, Warszawa. Kajdas C.: Podstawy zasilania paliwem i smarowania samochodów. WK£. 1983, Warszawa. Zwierzycki W.: Oleje smarowe. RN Glimar – ITeE. 1996, Gorlice–Radom. Pytko S.: Podstawy tribologii i techniki smarowniczej. Wyd. AGH. 1989, Kraków. Tuszyñski W.: Badanie przeciwzu¿yciowych oddzia³ywañ œrodków smarowych (rozprawa doktorska). Wojskowy Instytut Techniki Pancernej i Samochodowej. 1999, Sulejówek. Szczerek M., Tuszyñski W.: Badania tribologiczne. Zacieranie. Wyd. ITeE. 2000, Radom. Torrance A.A., Morgan J.E., Wan G.T.Y.: An additive’s influence on the pitting and wear of ball bearing steel. Wear, t. 192, 1996, s. 66–73. Koláø D., Libera M., Waligóra W.: Ocena wp³ywu dodatku smarnoœciowego (EP) do oleju przek³adniowego na powierzchniow¹ trwa³oœæ zmêczeniow¹ elementów maszyn. Tribologia, nr 3, 2000, s. 391–398. Wang Y., Fernandez J.E., Cuervo D.G.: Rolling–contact fatigue lives of steel AISI 52100 balls with eight mineral and synthetic lubricants. Wear, t. 196, 1996, s. 110–119. Szczerek M.: Metodologiczne problemy systematyzacji eksperymentalnych badañ tribologicznych. Wyd. ITeE. 1997, Radom. PN–76/C–04147. Badanie w³asnoœci smarnych olejów i smarów. WTWT–94/MPS–025. Olej przek³adniowo–hydrauliczny OPH.

5-2003

TRIBOLOGIA

217

18. Piekoszewski W., Szczerek M., Tuszyñski W.: The action of lubricants under extreme pressure conditions in a modified four–ball tester. Wear, t. 249, 2001, s. 188–193. 19. Szczerek M., Tuszyñski W.: A method for testing lubricants under conditions of scuffing. Part I. Presentation of the method. Tribotest, t. 8, nr 4, 2002, s. 273–284. 20. IP 300/82. Rolling contact fatigue tests for fluids in a modified four–ball machine. 21. Cann P., Spikes H.A., Cameron A.: Thick film formation by zinc dialkyldithiophosphates. ASLE Trans, t. 26, 1983, s. 48–52. 22. Boruta J., Wachal A.: Analiza warunków pracy olejów przy tarciu œlizgowym. Technika smarownicza – Trybologia, nr 3, 1978, s. 77–82. 23. Alliston–Greiner A.F.: Test methods in tribology. Materia³y 1 Œwiatowego Kongresu Tribologicznego w Londynie, 1997, s. 85–93. 24. Hebda M., Wachal A.: Trybologia. WNT. 1980, Warszawa. 25. Pytko S., Szczerek M., Tuszyñski W.: Ocena metod badañ wykonywanych za pomoc¹ aparatu czterokulowego. Tribologia, nr 4, 2001, s. 711–724. 26. Kawamura M.: The correlation of antiwear properties with the chemical reactivity of zinc dialkyldithiophosphates. Wear, t. 77, 1982, s. 287–294. 27. Wachal A., Kulczycki A.: Derywatograficzne badania sorpcji dodatków siarkowych na powierzchni ¿elaza. Trybologia, nr 1, 1988, s. 15–18. 28. Johansson E., Hogmark S., Redelius P.: Surface analysis of lubricated sliding metal contacts. Part II. Tribologia (periodyk fiñski), t. 16, 1997, s. 26–38. 29. Forbes E.S.: The load carrying action of organo–sulphur compounds – a review. Wear, t. 15, 1970, s. 87–96. 30. Senatorski J., Wachal A.: Wp³yw dodatków siarkowych i fosforowo–siarkowych w oleju smarowym na zu¿ycie stali w styku niekonforemnym. Tribologia, nr 1, 1991, s. 7–11. 31. Godfrey D.: Boundary Lubrication. Materia³y sympozjum „Interdisciplinary approach to friction and wear” w San Antonio, 1967, s. 335–384. 32. Coy R.C., Quinn T.F.J.: The use of physical methods of analysis to identify surface layers formed by organosulphur compounds in wear tests. ASLE Trans., t. 18, 1975, s. 163–174. 33. Meyer K., Kajdas C.: Bedeutung des Metallaustausches für Grenzflächenreaktionen von Metalldithiophosphaten. Trib.+Schm, t. 2, 1989, s. 71–76. 34. Tuszyñski W., Molenda J., Makowska M.: Tribochemical conversions of zinc dialkyldithiophosphate (ZDDP) under extremely different pressure conditions. Tribology Letters, t. 13, nr 2, 2002, s. 103–109. 35. Kulczycki A.: Ocena dzia³ania dodatków smarnoœciowych w olejach przek³adniowych. Wyd. Politechniki Poznañskiej. 1997, Poznañ. 36. Townsend D.P., Zaretsky E.V., Scibbe H.W.: Lubricant and additive effects on spur gear fatigue life. Journal of Synth. Lubr., t. 6, nr 2, 1989, s. 83–106.

218

TRIBOLOGIA

5-2003

37. Rowe C.N., Armstrong E.L.: Lubricant effects in rolling–contact fatigue. Lubrication Engineering, t. 38, 1989, s. 23–30 i 39–40. 38. Philips M.R, Quinn T.F.J.: The effect of surface roughness and lubricant film thickness on the contact fatigue life of steel surfaces lubricated with a sulfur– phosphorus type of extreme pressure additive. Wear, t. 51, 1978, s. 11–24.

Recenzent: Janusz JANECKI Summary The authors present results of testing of lubricating oils of various chemical composition. A mineral base oil was blended with commercial lubricating additives of different type and concentration. Two different AW (antiwear) additives and EP (extreme–pressure) ones were used. The AW additives contained ZDDP, and EP ones – organic S–P compounds. The additives are typical of automotive gear oils. The tribological tests were performed in two different four–ball testers. The first one (denoted T–02) was used to determine AW/EP properties at sliding friction. The second instrument (T–03) was used to assess the fatigue (pitting) life at rolling movement. Both the testers were designed and are manufactured by ITeE. The results indicate that AW additives not only improve AW properties (as expected) but are also beneficial for the fatigue life, particularly at small concentrations. An increase of the concentration of such additives leads to an improvement of AW properties but has a disadvantageous effect on the fatigue life. EP additives – even at a small concentration – significantly improve EP properties, and slightly AW properties, but without any influence on the fatigue life. An increase of the concentration of such additives leads to a further improvement of EP and AW properties. However, this is accompanied by a much decrease of the fatigue life. By using SEM and EDS for analysis of the worn surface, the authors were enabled to identify mechanisms of action of various lubricating additives under different friction conditions.

5-2003

TRIBOLOGIA

219

Tomasz ROCHATKA*, Wies³aw ZWIERZYCKI1

ROZWINIÊCIA IDEI M.M. CHRUŠÈOVA WERSJA WSPÓ£CZESNA

THE CONTEMPORARY VERSION OF THE CONTINUATION OF KRUSHCHEV’S CONCEPT

S³owa kluczowe: zu¿ycie, badania, charakterystyki zu¿yciowe Key words: wear, testing, characteristics Streszczenie W przedstawionych w artykule badaniach autorzy wykorzystali koncepcjê M.M. Chrušèova wyznaczania liniowej intensywnoœci zu¿ywania Ih w uk³adach modelowych pracuj¹cych pod sta³ym obci¹¿eniem, w których w wyniku zu¿ycia malej¹ naprê¿enia stykowe. Opracowano model matematyczny wi¹¿¹cy pionowe zbli¿enie próbek w aparacie czterokulowym wyposa¿onym w wêze³ 3 wa³eczki – sto¿ek z wymiarem œladu zu¿ycia wa³eczków.

1 Instytut Maszyn Roboczych i Pojazdów Samochodowych Politechniki Poznañskiej ul. Piotrowo 3, 60-965 Poznañ

TRIBOLOGIA

220

5-2003

Model zweryfikowano w specjalnym eksperymencie uzyskuj¹c bardzo dobr¹ zbie¿noœæ wyników obliczeñ i eksperymentu. WPROWADZENIE

intensywnoœæ zu¿ywania Ih

W artykule opublikowanym w roku 1990 I.A. Bujanovski [L. 1] przypomnia³ badania M.M. Chrušèova [L. 2], w których o odpornoœci na zu¿ywanie materia³ów wnioskowano na podstawie rozmiaru œladu zu¿ycia próbki p³askiej za pomoc¹ obracaj¹cego siê wa³u lub tarczy, przy sta³ym obci¹¿eniu. Wyniki swych badañ M.M. Chrušèov przedstawi³ w postaci zale¿noœci liniowej intensywnoœci zu¿ywania Ih (zu¿ycie liniowe h odniesione do drogi tarcia s) od malej¹cych naprê¿eñ stykowych p (Rys.1). Na charakterystyce z Rys. 1. mo¿na wyró¿niæ trzy zakresy: – w pierwszym naprê¿enia stykowe malej¹ od naprê¿enia hertzowskiego pH do wartoœci pc – w tym okresie nastêpuje docieranie wspó³pracuj¹cych elementów (tarcie graniczne), – w drugim obszarze wspó³pracy (zmiana naprê¿enia od wartoœci pc do po) zwiêksza siê dalej powierzchnia styku i liniowo maleje intensywnoœæ zu¿ywania Ih, tarcie ma charakter mieszany (pó³p³ynny) a zu¿ywanie przebiega w sposób ustabilizowany; – po osi¹gniêciu w teœcie zu¿yciowym naprê¿eñ stykowych po zu¿ywanie praktycznie nie jest zauwa¿alne, w przypadku smarowania elementów olejem mo¿na s¹dziæ, ¿e zachodzi tarcie p³ynne, w przypadku zaœ stosowania smarów z aktywnymi powierzchniowo substancjami mo¿na siê „doszukiwaæ” efektu mechano - chemicznego (równowaga zu¿ywania i odbudowy warstewek powierzchniowych).

p0

pc

naprê¿enia

Rys. 1. Intensywnoœæ zu¿ywania Ih w funkcji naprê¿eñ stykowych [L. 1] Fig. 1. Wear rate Ih versus normal contact stress p [L. 1]

5-2003

TRIBOLOGIA

221

Scharakteryzowan¹ wy¿ej ideê M.M. Chrušèova zastosowa³ I.A. Bujanovski [L. 1] do badania dodatków przeciwzu¿yciowych i przeciwzatarciowych na aparacie czterokulowym w ró¿nych kompozycjach olejowych. Testy zu¿yciowe prowadzone by³y w próbach piêtnastominutowych, po których mierzono œrednice œladów wytarcia kulek d, a zu¿ycie liniowe h okreœlono z równania Fenga [L. 3]. h = (39,4d2-2,732*10-3N/d)*10-9

(1)

w którym uwzglêdniono efekt sprê¿ystego i odkszta³cenia (N – si³a osiowa obci¹¿aj¹ca uk³ad tarciowy). W eksperymencie stosowano typowe kulki ze stali £H15 o œrednicy 12,7 mm. Po ka¿dych piêtnastu minutach próbê przerywano, mierz¹c œrednicê œladu zu¿ycia d wykorzystywan¹ do obliczenia h oraz p. Liniow¹ intensywnoœæ zu¿ywania obliczano z zale¿noœci Ih =

dh h1 − h2 ∆h ≈ = dS S1 − S 2 ∆S

(2)

Rezultaty badañ I.A. Bujanovskiego potwierdzaj¹ce s³usznoœæ idei M.M. Chrušèova pokazano na Rys. 2. Ih*10-9 2 4

1 3

3 4 2

5

1

250

500

750

p[MPa]

Rys. 2. Intensywnoœæ zu¿ywania stali £H15 w funkcji naprê¿eñ stykowych (1–5 ró¿ne œrodki smarowe) [L. 1] Fig. 2. Wear rate of £H15 steel versus normal contact stress (1–5 different lubricants) [L. 1]

222

TRIBOLOGIA

5-2003

DALSZY ROZWÓJ PODEJŒCIA Autorzy tego artyku³u wykorzystali scharakteryzowane wczeœniej podejœcia do rozwi¹zania w³asnego problemu badawczego, jakim by³ racjonalny dobór materia³ów konstrukcyjnych wspó³pracuj¹cych tarciowo w œrodowiskach technologicznych przemys³u spo¿ywczego. Dyrektywy UE w zwi¹zku z koniecznoœci¹ zapewnienia wysokiego poziomu higieny przy produkcji dopuszczaj¹ do styku z ¿ywnoœci¹ w grupie materia³ów metalicznych jedynie: – stale odporne na korozjê, – aluminium anodowane oraz – pow³oki cynowe (blachy na puszki do konserw). Zabronione jest obecnie stosowanie stopów miedzi. Znana powszechnie jest opinia, ¿e stale odporne na korozjê, a wiêc stale chromowe i chromowo-niklowe cechuj¹ siê znacznie gorszymi w³asnoœciami tribotechnicznymi ni¿ stale wêglowe, jednak dane o tych w³asnoœciach s¹ nieliczne i w zwi¹zku z tym nie mo¿na ich wykorzystaæ przy projektowaniu elementów (i powierzchni) roboczych maszyn technologicznych dla przemys³u spo¿ywczego. Istnia³a zatem koniecznoœæ opracowania metody pozwalaj¹cej uzyskiwaæ charakterystyki zu¿yciowe przydatne w projektowaniu, dla rzeczywistych materia³ów konstrukcyjnych wspó³pracuj¹cych tarciowo w rzeczywistych œrodowiskach technologicznych. Poszukuj¹c rozwi¹zania tego problemu [L. 7] przyjêto, ¿e tworzenie baz danych jest wtedy racjonalne, gdy testy zu¿yciowe prowadzone bêd¹ na urz¹dzeniu szeroko rozpowszechnionym w laboratoriach badawczych. Metoda musi pozwalaæ równie¿ na wyznaczenie liniowej intensywnoœci zu¿ywania Ih w funkcji naprê¿eñ stykowych p. Taka bowiem charakterystyka, uniwersalna pozwala dokonywaæ obliczeñ trwa³oœci (niezawodnoœci) przy pomocy wczeœniej opracowanych programów komputerowych [L. 9, 10]. Dzia³ania autorów zmierzaj¹ce do rozwi¹zania postawionego problemu przebiega³y nastêpuj¹co [L. 7]: 1. Analiza innych prac zwi¹zanych z wyznaczaniem liniowej intensywnoœci zu¿ywania Ih na aparacie czterokulowym [L. 4–6], przynios³a przekonanie, ¿e konieczne jest wyposa¿enie tribometru w uk³ad mierz¹cy precyzyjnie zbli¿enie próbek w wyniku zu¿ycia. A. Bos [L. 4] wyprowadzi³ uproszczon¹ zale¿noœæ funkcyjn¹ wi¹¿¹c¹ mierzone zbli¿enie pionowe ze œrednic¹ skaz kulek dolnych. Dok³adniejsze rozwi¹zania s¹ autorstwa G.A. Strunksa, D.K. Totha, C.S. Saby [L. 5, 6]

5-2003

TRIBOLOGIA

223

2.

Zdecydowano siê na wybór aparatu czterokulowego ze skojarzeniem trzy wa³eczki – sto¿ek, taki uk³ad jest znacznie wygodniejszy (tañszy) w przypadku koniecznoœci odwzorowywania w badaniach triady materia³owej: „materia³ elementu 1 – œrodowisko – materia³ elementu 2”. 3. Tribometr wyprodukowany w Instytucie Technologii Eksploatacji poddano gruntownej modernizacji obejmuj¹cej: a) zmiany w uk³adach wykonawczych, b) opracowanie systemu automatycznego sterowania czêœci¹ wykonawcz¹ i pomiarow¹, c) realizacjê uk³adu mierz¹cego pionowe zbli¿enie próbek. W rezultacie uzyskano urz¹dzenie pozwalaj¹ce na ci¹g³¹ regulacjê obci¹¿eñ i prêdkoœci œlizgania oraz gradnientów zmian tych. Schemat uk³adów i wzajemne powi¹zania miêdzy ich elementami pokazano na Rys. 3. Œrodowisko

Aplikacja

HP VEE

Program do sterowania stanowiskiem 4-kul.vee

PC Przetwornik nacisku

Agilent 34970A

Przetwornik obrotów

Falownik

Silnik napêdu g³ównego

M 3f

Przetwornik oporów ruchu

M 3f

Przetwornik przemieszczenia Falownik Czujnik temperatury

Modu³ pomiarowy Agilent 34901A

czêœæ pomiarowa

Silnik napêdu obci¹¿enia

Modu³ steruj¹cy Agilent 34907A

czêœæ wykonawcza

Rys. 3. Schemat powi¹zañ miêdzy uk³adami tribometru [L. 7] Fig. 3. The scheme of the connections between blocks of tribometer [L. 7]

4.

Opracowano zale¿noœæ funkcyjn¹ wi¹¿¹c¹ pionowe zbli¿enie w uk³adzie „3w-s” z wymiarem œladu zu¿ycia wa³eczków. Punktem wyjœcia do uzyskania w³asnego rozwi¹zania by³y przes³anki wynikaj¹ce z pracy G.A. Strunksa, D.K. Totha, C.S. Saby (rozwi¹zane dla uk³adu czterech kulek [L. 5] ):

TRIBOLOGIA

224

5-2003

– pionowe przemieszczenie wspó³pracuj¹cych elementów zale¿ne jest od szerokoœci skazy zu¿ycia zmierzonej w kierunku prostopad³ym do kierunku ruchu, – d³ugoœæ skazy (zmierzona w kierunku równoleg³ym do kierunku ruchu) determinowana jest kszta³tem skazy (promieniem krzywizny) w przekroju prostopad³ym; wspomniany promieñ krzywizny skazy zale¿y od wartoœci zu¿ycia ruchomego elementu, – przekrój skazy w p³aszczyŸnie prostopad³ej do kierunku ruchu ma kszta³t ko³owy. 5. Zaproponowany w pracy [L. 5] model mo¿na zastosowaæ, gdy udzia³ zu¿ycia w pionowym przemieszczeniu kulek znacznie przewy¿sza uk³ad odkszta³ceñ sprê¿ystych. Przeprowadzono specjalnie zaplanowany eksperyment weryfikuj¹cy opracowany model autorski dla skojarzeñ ze stali 45, 1H18N9 i H17 w oleju uniwersalnym bez dodatków oraz w przyk³adowych œrodowiskach spo¿ywczych jak mas³o i margaryna [L. 7]. Przyk³adowe wyniki badañ jednoimiennego skojarzenia ze stali 1H18N9 w maœle jako œrodowisku technologicznym przedstawiono w Tab. 1 oraz na Rys. 4 i 5. Widaæ zadowalaj¹c¹ (bardzo dobr¹) zbie¿noœæ miêdzy wynikami pomiarów oraz obliczeñ Tabela 1. Wyniki testów dla skojarzeñ 1H18N9/1H18N9 w maœle [L. 7] Teb. 1. The results of the test for 1H18N9/1H18N9 in the butter as lubricant [L. 7]

Lp

zmiana przedzia³ rezystanczasu cji [s]

[Ω]

œrednice skaz pomiar

obliczenia

[mm]

[mm]

intensyw.

WARUNKI BADAÑ

naprê¿enia

zu¿ywania

temp. moment si³a œrodka tarcia osiowa smarowego

[MPa]

[-]

E-08

[oC]

[Nm]

[N]

badanie 509 1

1080

13,58

0,90 / 0,67 0,90 / 0,65

–

–

40,15

0,0362

24,24

2

590

25,96

1,20 / 0,90 1,20 / 0,90

60,54

11,55

35,95

0,0242

23,76

3

780

36,58

1,43 / 1,07 1,41 / 1,07

33,79

7,8

37,15

0,0233

23,82

4

1400

53,46

1,63 / 1,30 1,61 / 1,29

24,41

4,66

36,53

0,0292

24

5

720

60,02

1,67 / 1,37 1,69 / 1,37

18,98

3,55

35,32

0,0249

24,03

6

6075

88,16

1,93 / 1,60 2,00 / 1,66

13,49

2,06

28,57

0,0255

24,97

870

13,12

0,90 / 0,67 0,88 / 0,64

–

–

38,59

0,0255

26,05

2

630

25,56

1,20 / 0,90 1,19 / 0,90

59,93

10,96

36,23

0,0215

25,84

3

1300

37,62

1,43 / 1,07 1,43 / 1,09

32,58

5,36

35,49

0,0177

25,76

4

1400

54,76

1,63 / 1,30 1,63 / 1,31

22,51

4,72

34,64

0,0197

26,22

5

1100

63,74

1,67 / 1,37 1,74 / 1,41

17,43

3,46

33,27

0,0175

26,37

badanie 544 1

5-2003

TRIBOLOGIA

225

œrednic skaz zu¿ycia (Tab. 1 – czwarta i pi¹ta kolumna) oraz liniowy charakter zale¿noœci intensywnoœci zu¿ywania Ih od naprê¿eñ stykowych (Rys. 4 i 5).

Ih E-08

1H18N9/1H18N9, mas³o, 40 N eksperyment 509 12,0 11,0 10,0 9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0

y = 0,2011x - 0,1577 R2 = 0,968

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

naprê¿enia œrednie dla próby [MPa]

Rys. 4. Intensywnoœæ zu¿ywania Ih w funkcji naprê¿eñ stykowych p (eksperyment 509, czas – 3h) [L. 7] Fig. 4. Wear rate Ih versus normal contact stress p (test number 509, time of test – 3h) [L. 7]

Ih E-08

1H18N9/1H18N9, mas³o, 40 N eksperyment 544 12,0 11,0 10,0 9,0 8,0 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0

y = 0,1733x + 0,3872 R2 = 0,9795

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

naprê¿enia œrednie dla próby [MPa]

Rys. 5. Intensywnoœæ zu¿ywania Ih w funkcji naprê¿eñ stykowych p (eksperyment 503, czas – 1,5h) [L. 7] Fig. 5. Wear rate Ih versus normal contact stress p (test number 503, time of test - 1,5h) [L. 7]

TRIBOLOGIA

226

5-2003

PODSUMOWANIE Przedstawiony w artykule fragment wyników badañ wskazuje na mo¿liwoœci nowo opracowanej metody. Wariant, w którym w aparacie czterokulowym wykorzystuje siê wêze³ tarcia 3 wa³eczki – sto¿ek pozwala w sposób wzglêdnie tani, odwzorowaæ rzeczywisty styk tarciowy materia³ów konstrukcyjnych w œrodowiskach ciek³ych i mazistych. Opracowana metoda ma charakter uniwersalny, lecz szczególnie przydatna jest w przypadku badañ w œrodowiskach przemys³u spo¿ywczego, które cechuje tak du¿a z³o¿onoœæ, ¿e nie jest celowe zastêpowanie ich œrodowiskami modelowymi (uproszczonymi). Metoda jest szybka (bezdemonta¿owa), obliczenia wykonuje na bie¿¹co program komputerowy steruj¹cy procesem badawczym, dlatego celowe jest jej stosowanie nie tylko do tworzenia baz danych, lecz równie¿ do optymalnego doboru materia³ów w konkretnym przypadku projektowym. Opracowany system pomiarowy jest kompatybilny z opracowanym wczeœniej systemem komputerowym umo¿liwiaj¹cym wszechstronn¹ analizê trwa³oœciowo-niezawodnoœciow¹ wêz³ów podlegaj¹cych zu¿ywaniu [L. 8–10]. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8.

N.A. Bujanowskij, Ðaçâèòèå èäåè M.M. Õðóùîâà o òðèáîòåõíè÷åñêèõ èñïûòàíèÿõ ìàòåðèàëîâ, Trenie i Iznos, 1990, nr 6, s. 1124–1132. Æðóùîâ Ì.Ì.: Èññëåãîâàíèÿ ïðèðáîìêè ñèëàâîâ è öàíô Ì.Ë. 1946. Feng I. Ming, A new approach in interpretating the four-ball wear results. Wear, vol. 5, 1962, s. 275–288. Bos A., Wear in the four-ball apparatus: relationship between the displacement of the upper ball nad the diameter of the wear scars on the lower balls. Wear, vol. 41, 1977, s. 191–194. Strunks G.A., Toth D.K., Saba C.S., Geometry of wear in the sliding fourball wear test. Tribology Transctions, vol. 35, 1992, s. 715–723. Wright M.S., Jain V.K., Saba C.S., Wear rate calculation in the four-ball wear test.Wear, vol. 134, 1989, s. 321–324. Rochatka T. Tribotechniczna ocena stali odpornych na korozjê. Rozprawa doktorska, Wydzia³ Maszyn Roboczych i Transportu Politechniki Poznañskiej (maszynopis – przewód w toku), Poznañ 2003. Stachowiak A. Rozprawa doktorska nt. „Kszta³towanie niezawodnoœci kinematycznych wêz³ów maszyn podlegaj¹cych zu¿ywaniu korozyjno-mechanicznym”, Wydzia³ Maszyn Roboczych i Transportu Politechniki Poznañskiej Poznañ 2002.

5-2003

TRIBOLOGIA

227

9.

Fizyczne podstawy doboru materia³ów na elementy maszyn wspó³pracuj¹ce tarciowo. Pod. red. W. Zwierzyckiego i M. Gr¹dkowskiego. Wyd. ITeE, Radom–Poznañ, 2001. 10. Modele prognostyczne korozyjno-mechanicznego zu¿ywania siê elementów maszyn. Pod. red. W Zwierzyckiego. Wyd. ITeE, Poznañ–Radom 2002.

Recenzent: Jan BURCAN Summary

The autors of this paper have elaborated the new method of measuring the value of the wear rate Ih as the function of the normal contact stress p. In order to achieve this aim a four-ball aparatus with the system „three rollers – cone” was used. A new solution adopts the old M.M. Krushchev’s concept conected with the wear test, in which normal conact stress p is decreasing during the test time (the normal force is constant). The results of experiments verifying elaborated model are presented as well.

228

TRIBOLOGIA

5-2003

5-2003

TRIBOLOGIA

229

El¿bieta ROGOŒ*

WP£YW UZDATNIANIA NA W£AŒCIWOŒCI TRIBOLOGICZNE OLEJÓW SPRʯARKOWYCH

AN INFLUENCE OF TREATMENT OF COMPRESSOR OILS ON THEIR TRIBOLOGICAL PROPERTIES

S³owa kluczowe oleje sprê¿arkowe, eksploatacja, uzdatnianie, w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, w³aœciwoœci przeciwzatarciowe Key-words compressor oils, exploitation, treatment, antiwear properties, antiseizure properties Streszczenie W artykule przedstawiono wyniki badañ wp³ywu opracowanej metody uzdatniania na w³aœciwoœci tribologiczne olejów sprê¿arkowych. Oceniano zmianê w³aœciwoœci przeciw-zatarciowych i przeciwzu¿yciowych w warunkach zacierania olejów poddawanych kolejno procesowi sedymentacji, dzia³ania si³ odœrodkowych, adsorpcji za pomoc¹ adsorberów sta³ych * Instytut Technologii Eksploatacji (ITeE), Zak³ad Tribologii, ul. Pu³askiego 6/10, 26–600 Radom, tel. (0-48) 36-442-41.

230

TRIBOLOGIA

5-2003

oraz filtracji przegrodowej. Badania w³aœciwoœci smarnych realizowano za pomoc¹ testera T-02 oraz T-05. W wyniku przeprowadzonych badañ wykazano, ¿e wszystkie zastosowane operacje jednostkowe bêd¹ce sk³adowymi procesu uzdatniania zapewniaj¹ poprawê w³aœciwoœci smarnych oleju sprê¿arkowego, jednak nie wszystkie w jednakowym stopniu. Wykazano koniecznoœæ ³¹czenia pojedynczych procesów w sekwencje zapewniaj¹ce poprawê w³aœciwoœci smarnych uzdatnianego oleju w takim stopniu, aby by³o mo¿liwe osi¹gniêcie poziomu charakterystycznego dla oleju œwie¿ego. Korzystny wp³yw uzdatniania na w³aœciwoœci smarne oleju potwierdzono badaniami przeprowadzonymi za pomoc¹ testera T-05 w skojarzeniu o styku liniowym skoncentrowanym i roz³o¿onym. WPROWADZENIE Istotn¹ rolê w eksploatacji urz¹dzeñ technicznych odgrywaj¹ œrodki smarowe. S¹ one nieod³¹cznym elementem sk³adowym maszyn i urz¹dzeñ tworz¹cym wraz z materia³ami pochodz¹cycmi z atmosfery bezpoœrednie otoczenie pary tr¹cej [L. 1, 2]. Jak ka¿dy inny element konstrukcyjny, oleje smarowe maj¹ do spe³nienia okreœlone funkcje techniczne [L. 3]. Wprowadzane w strefê tarcia celem utworzenia warstewki granicznej pomiêdzy parami tr¹cymi zmniejszaj¹ opory tarcia i zu¿ycie tribologiczne. Ponadto odprowadzaj¹ ciep³o tarcia, produkty zu¿ycia, zabezpieczaj¹ powierzchniê przed korozj¹ oraz uszczelniaj¹ uk³ad smarowy [L. 4]. Jakoœæ procesów smarowania determinowana jest przez cechy wêz³ów tarcia i cechy substancji tworz¹cej warstwê smaruj¹c¹ [L. 5, 6]. W zale¿noœci od rodzaju i przeznaczenia substancje smarowe posiadaj¹ ró¿ne cechy. Podczas eksploatacji - wskutek oddzia³ywañ urz¹dzeñ technicznych, œrodowiska, warunków i sposobu eksploatacji - nastêpuje zmiana tych cech. Dominuj¹c¹ rolê destrukcyjn¹ podczas eksploatacji œrodków smarowych odgrywaj¹ procesy termicznego utleniania wobec katalityzatorów oraz zanieczyszczania. Prowadz¹ one do zmian sk³adu chemicznego œrodków smarowych, ich w³aœciwoœci reologicznych, smarnych, fizykochemicznych ÷9]. [L. 7÷ Skutki tribologiczne zachodz¹cych w œrodkach smarowych zmian starzeniowych zale¿¹ od charakteru wymuszeñ, rodzaju stosowanego œrodka smarowego i urz¹dzenia, w którym pracuje [L. 8, 10]. Najczêœciej jest to sk¹pe smarowanie, zatykanie przewodów olejowych, niewystarczaj¹ca

5-2003

TRIBOLOGIA

231

wymiana ciep³a, zwiêkszenie tarcia i zu¿ycia. Mo¿e nast¹piæ wzrost oporów tarcia i utrudnienie dop³ywu oleju do smarowanych wêz³ów tarcia. Podczas zachodz¹cych procesów utleniania olejów smarowych powstaj¹ aktywne zwi¹zki o charakterze polarnym, które oddzia³ywuj¹c na powierzchniê metalu, tworz¹ na niej trwa³¹ warstewkê zapobiegaj¹c¹ bezpoœredniemu stykaniu siê powierzchni wspó³pracuj¹cych. W³aœciwoœci smarne oleju mog¹ siê poprawiaæ [L. 8]. PRZEDMIOT BADAÑ Przedmiotem badañ by³ mineralny olej sprê¿arkowy TZ-13, eksploatowany w amoniakalnych sprê¿arkach t³okowych w typowym zak³adzie przemys³owym. Olej pochodzi³ z centralnego zbiornika systemu odolejania amoniaku, gdzie trafia³ z odolejaczy poszczególnych sprê¿arek. W toku normalnej eksploatacji traktowany jest przez u¿ytkownika jako olej przepracowany. Celem pracy by³o zbadanie w³aœciwoœci tribologicznych oleju poddanego procesom uzdatniania w ustalonych warunkach zgodnie ze schematem predstawionym na Rys. 1. olej przepracowany

sedymentacja wirowanie

adsorpcja filtracja

olej uzdatniony

Rys. 1. Schemat blokowy procesu uzdatniania przepracowanego oleju sprê¿arkowego TZ-13 Fig. 1. Blok diagram of treatment process of worked compressor oil TZ-13

Proces uzdatniania realizowany by³ za pomoc¹ modu³owej instalacji stacjonarnej stwarzaj¹cej mo¿liwoœæ oczyszczania olejów metodami fizycznymi opartymi na procesach sedymentacji, rozdzielania w polu si³ odœrod-

TRIBOLOGIA

232

5-2003

kowych (agregat wirówkowy) i filtracji przegrodowej z dok³adnoœci¹ filtracji 3÷5 µm oraz metod¹ fizykochemiczn¹ za pomoc¹ adsorbentów sta³ych. Dobór metod uzdatniania uwzglêdnia³ zmiany w³aœciwoœci oleju stwierdzone w wyniku badañ starzenia eksploatacyjnego oleju [L. 11, 12]. Efektywnoœæ uzdatniania oceniano na podstawie zmian w³aœciwoœci smarnych olejów nastêpuj¹cych w wyniku stosowania kolejnych procesów jednostkowych. Badania prowadzono za pomoc¹ testera T-02 oraz T-05 zgodnie z metodami opracowanymi w Instytucie Technologii Eksploatacji [L. 13]. Elementami testowymi by³ kulki wykonane ze stali ³o¿yskowej £H 15 oraz rolka wykonana ze stali konstrukcyjnej NC 30 oraz klocek z br¹zu BK 1. Badania prowadzono dla 12 partii uzdatnianego oleju. WYNIKI BADAÑ Efektywnoœæ uzdatnia oleju sprê¿arkowego oceniano na podstawie wskaŸników wyznaczanych po badaniach przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-02: obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt oraz granicznego nacisku zatarcia poz. W celach porównawczych oceniono tak¿e w³aœciwoœci œwie¿ego oleju sprê¿arkowego pochodz¹cego z kilku partii. Analiza wyników badañ oleju po oczyszczaniu metod¹ sedymentacji wskazuje na korzystne zmiany w³aœciwoœci smarnych oleju wyra¿aj¹ce siê nieznacznym wzrostem obci¹¿enia zacieraj¹cego (Rys. 2), granicznego nacisku zatarcia (Rys. 3). W celu pe³nego zobrazowania zmian wyznaczanych parametrów dla wszystkich partii uzdatnianego oleju wyniki badañ

Obci¹¿enie zacieraj¹ce Pt [N]

1000

przed sedymentacj¹ po sedymentacji

950 900 850 800 750 700

œwie¿y

partia A

partia B

Rys. 2. Zmiana obci¹¿enia zacieraj¹cego przepracowanego oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie sedymentacji Fig. 2. The change of scuffing load for TZ-13 worked oil after sedimentation process

5-2003

TRIBOLOGIA

Graniczny nacisk zatarcia p oz [n/mm2]

500

233

przed sedymentacj¹ po sedymentacji

450 400 350 300 250 200

œwie¿y

partia A

partia B

Rys. 3. Zmiana granicznego nacisku zatarcia przepracowanego oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie sedymentacji Fig. 3. The change of limiting pressure of seizure for TZ-13 worked oil after sedimentation process

przedstawiono na przyk³adzie oleju przepracowanego charakteryzuj¹cego siê najwiêkszymi (partia A) i najmniejszymi (partia B) wartoœciami wyznaczanych wskaŸników. Z danych przedstawionych na Rys. 2 wynika, ¿e oczyszczanie oleju metod¹ sedymentacji przyczynia siê do niewielkiego wzrostu wskaŸnika Pt, zawieraj¹cego siê w granicach ok. 2÷4%, przy czym uzyskana wartoœæ znacznie odbiega od wartoœci charakterystycznej dla oleju œwie¿ego. Niewielki wzrost wskaŸnika wskazuje na niewielkie podwy¿szenie trwa³oœci warstwy smarowej oleju po poddaniu go procesom sedymentacji. Poniewa¿ w procesie oczyszczania t¹ metod¹ usuniête zostaj¹ z oleju przede wszystkim zanieczyszczenia sta³e o wiêkszych rozmiarach, woda i amoniak, wskazuje to na zmniejszenie negatywnego oddzia³ywania tych sk³adników na elementy wêz³ów tarcia. Równie¿ badania w³aœciwoœci smarnych olejów w warunkach zacierania wskazuj¹ na pozytywny efekt oddzia³ywania procesu sedymentacji na w³aœciwoœci smarne olejów. W wyniku przeprowadzenia procesu nast¹pi³ ok. 6÷10% wzrost wartoœci granicznego nacisku zatarcia poz oczyszczonych olejów (Rys. 3). Dowodzi to zwiêkszenia odpornoœci na zacieranie elementów tr¹cych smarowanych olejem poddanym sedymentacji. Ocena wp³ywu kolejnych metod: wirowania i filtracji przegrodowej oraz adsorpcji i filtracji na w³aœciwoœci smarne oczyszczanych olejów wykaza³a, ¿e po ka¿dorazowym przeprowadzeniu zabiegów nastêpowa³a poprawa w³aœciwoœci smarnych oleju, jednak¿e zakres tych zmian by³ ró¿-

TRIBOLOGIA

234

5-2003

ny. Uzyskane wyniki badañ zmian w³aœciwoœci smarnych olejów przedstawiono na przyk³adzie olejów charakteryzuj¹cych siê najmniejszymi (partia B) i najwiêkszymi (partia A) wartoœciami wyznaczanych wskaŸników zu¿ycia przed poddaniem ich zabiegom uzdatniania. Przedstawiono te¿ przyk³ad œredniej wartoœci omawianych parametrów z badanych partii oleju (partia C). po sedymentacji

1050

powirowaniu

Obci¹¿enie zacieraj¹ce Pt [N]

1000

po filtracji

950 900 850 800 750 700 650 600

œwie¿y

partia A

partia B

partia C

Rys. 4. Zmiana obci¹¿enia zacieraj¹cego oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie oczyszczania metod¹ wirówkow¹ i filtracji na przegrodach Fig. 4. The change of scuffing load for TZ-13 oil after cleaning process by means of centrifugal treatment and membrane filtration

Dane Rys. 4 wskazuj¹, ¿e zarówno oczyszczanie za pomoc¹ wirówki, jak i filtracja wykazuj¹ korzystny wp³yw na w³aœciwoœci smarne oleju. W wyniku ich zastosowania uzyskano znaczn¹ poprawê wartoœci obci¹¿enia zacieraj¹cego oleju, wskazuj¹c¹ na zwiêkszenie trwa³oœci warstwy smarowej tworzonej przez olej po poddaniu go zabiegom wirowania i filtracji. Zastosowanie metody wirówkowej zapewnia zwiêkszenie wskaŸnika Pt o 6,5÷14,5%. Nastêpuj¹ca po niej filtracja przegrodowa umo¿liwia dalszy jego wzrost o 4,5÷13%. Bez wzglêdu na poziom wartoœci wskaŸnika Pt wyznaczonego dla oleju po procesie sedymentacji, w wyniku zastosowania wirowania i filtracji nastêpuje jego wzrost do poziomu zbli¿onego, a nawet wy¿szego od poziomu ustalonego dla oleju œwie¿ego. Wy¿szy poziom wskaŸnika Pt wynika z faktu, i¿ olej TZ-13 nie zawiera w swoim sk³adzie dodatków smarnych. W wyniku pocz¹tkowych faz oksydacyjnego starzenia pojawiaj¹ siê w nim zwi¹zki polarne, które czêœciowo rozpuszczalne w oleju nie zostaj¹ z niego usuniête omawianymi metodami. Zwi¹zki te mog¹ poprawiaæ w³aœciwoœci smarne oleju.

5-2003

TRIBOLOGIA

235

Korzystny efekt oddzia³ywania wirowania i filtracji stwierdzono równie¿ w odniesieniu do granicznego nacisku zatarcia (Rys. 5). po sedymentacji

Graniczny nacisk zatarcia p oz [N/mm2]

500

po wirowaniu po filtracji

450 400 350 300 250

œwie¿y

partia A

partia B

partia C

Rys. 5. Zmiana granicznego nacisku zatarcia oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie oczyszczania metod¹ wirówkow¹ i filtracji na przegrodach Fig. 5. The change of limiting pressure of seizure of TZ-13 oil after cleaning process by means of centrifugal treatment and membrane filtration

Obci¹¿enie zacieraj¹ce Pt [N]

Dane Rys. 5 wskazuj¹, ¿e po procesie oczyszczania metod¹ wirówkow¹ nast¹pi³ wzrost wskaŸnika poz w granicach 7,5÷13%. Po filtracji jego wartoœæ zwiêkszy³a siê o kolejne 7÷12,5%, co umo¿liwi³o osi¹gniêcie lub zbli¿enie siê do wielkoœci charakterystycznej dla oleju œwie¿ego. Zmianê wartoœci wskaŸników Pt i poz wyznaczonych po badaniach oleju uzdatnionego metod¹ adsorpcji i zastosowanej po niej filtracji przedstawiono na Rys. 6 i 7. po sedymentacji

1050

po adsorpcji

1000

po filtracji

950 900 850 800 750 700

œwie¿y

partia A

partia B

partia C

Rys. 6. Zmiana obci¹¿enia zacieraj¹cego oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie adsorpcji i filtracji na przegrodach Fig. 6. The change of scuffing load for TZ-13 oil after adsorption process and membrane filtration

TRIBOLOGIA

Graniczny nacisk zatarcia 2 poz [N/mm ]

236

470 460 450 440 430 420 410 400 390 380

5-2003

po sedymentacji po adsorpcji po filtracji

œwie¿y

partia A

partia B

partia C

Rys. 7. Zmiana granicznego nacisku zatarcia oleju TZ-13 nastêpuj¹ca po procesie adsorpcji i filtracji na przegrodach Fig. 7. The change of limiting pressure of seizure of TZ-13 oil after adsorption process and membrane filtration

Dane na Rys. 6 i 7 wskazuj¹ na korzystne oddzia³ywanie metody adsorpcyjnej i nastêpuj¹cej po niej filtracji na trwa³oœæ filmu smarnego tworzonego przez olej, charaktery-zowanego za pomoc¹ wskaŸnika Pt, i na w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe oleju w warunkach zacierania, opisywane wskaŸnikiem poz.. Wiêksz¹ skutecznoœæ procesu stwierdzono po oczyszczaniu oleju metod¹ adsorpcji, zapewniaj¹cej wzrost wskaŸników Pt i poz odpowiednio o 8,7÷25% i 6,4÷10,8%. Zastosowanie filtracji przyczynia siê do wzrostu wskaŸnika Pt o 2,5÷3,3% i wskaŸnika poz o 1,3÷1,5%. Uzyskane wyniki badañ wykaza³y, ¿e wiêkszoœæ badanych olejów po zabiegach uzdatniania adsorpcyjnego charakteryzowa³a siê wielkoœci¹ wyznaczanych parametrów zu¿ycia zbli¿on¹ do wyznaczonych dla oleju œwie¿ego. W odniesieniu do w³aœciwoœci smarnych nastêpcze stosowanie etapu filtracji przyczynia siê bardzo nieznacznie do ich poprawy, co wskazuje na fakt, i¿ etap ten pe³ni rolê przede wszystkim etapu doczyszczaj¹cego, umo¿liwiaj¹cego uzyskanie przez olej wymaganej klasy czystoœci. W celu oceny wp³ywu opracowanych metod uzdatniania na stan warstwy wierzchniej elementów tr¹cych zbadano œlady tarcia na kulkach po testach przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-02. Do tego celu wykorzystano skaningow¹ mikroskopiê elektronow¹ SEM/EDS. Badano kulki, które w czasie testu smarowane by³y olejem przed i po zabiegach uzdatniania. Obrazy skaningowe œladów zu¿ycia po badaniach oleju przepracowanego i oczyszczonego metodami fizycznymi (sedymentacja-wirowanie-filtracja) przedstawiono na Rys. 8.

5-2003

TRIBOLOGIA

a)

237

b)

Rys. 8. Obraz skaningowy œladu zu¿ycia charakterystyczny dla oleju: a) przed i b) po poddaniu go procesom uzdatniania Fig. 8. SEM image of the wear scar typical of oil a) before and b) after treatment process

Obrazy skaningowe œladów zu¿ycia na kulkach wskazuj¹ na korzystny wp³yw uzdatniania na w³aœciwoœci smarne oleju. Wskutek uzdatniania oleju nast¹pi³o zmniejszenie wielkoœci i korzystna zmiana wygl¹du œladu polegaj¹ca na „wyg³adzeniu” jego powierzchni oraz zmniejszeniu bruzd charakterystycznych dla zu¿ycia adhezyjnego. Ocena skutecznoœci uzdatniania olejów dokonana na podstawie testów przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-05 ze skojarzeniem rolka-klocek o styku liniowym skoncentrowanym lub roz³o¿onym polega³a na wyznaczeniu zu¿ycia liniowego i wagowego elementów testowych. Wyniki uzyskane po badaniach oleju w skojarzeniu o styku liniowym skoncentrowanym i roz³o¿onym wskazuj¹ na korzystne oddzia³ywanie stosowanych procesów uzdatniania na w³aœciwoœci smarne olejów sprê¿arkowych (Rys. 9 i 10). b)

0,08

0,012

0,06

0,055

0,02 0

przed uzdatnianem

po uzdatnianiu

œwie¿y

0,006

0,009

0,08

0,0109

0,04

0,009 0,013

0,06

Zu¿ycie wagowe [g]

Zu¿ycie liniowe [mm]

a)

przed uzdatnianem

po uzdatnianiu

œwie¿y

0,003 0

Rys. 9. Przyk³adowe zu¿ycie a) liniowe i b) wagowe klocka po badaniach oleju sprê¿arkowego w styku liniowym skoncentrowanym Fig. 9. Wear: a) linear, and b) gravimetric for a block after tests in a linear contact

TRIBOLOGIA

238

5-2003

Z danych na Rys. 9 wynika, ¿e poddanie oleju sprê¿arkowego zabiegom uzdatniania przyczyni³o siê do 25%-ego zmniejszenia zu¿ycia liniowego i 17%-ego wagowego klocka stanowi¹cego przeciwpróbkê w testach przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-05 ze skojarzeniem o styku liniowym skoncentrowanym. Uzyskana wartoœæ jest wartoœci¹ œredni¹ z badanych przypadków. Próbkê w przeprowadzonych badaniach stanowi³a rolka, jednak w ¿adnym analizowanym przypadku nie stwierdzono znacz¹cego jej zu¿ycia.

0,04

0,07

0,03 0,02

0,03

0,01 0

przed uzdatnianem

po uzdatnianiu

0,02

œwie¿y

0,06 0,05 0,04 0,03 0,02 0,01 0

przed uzdatnianem

0,0201

0,05

0,07

0,0255

Zu¿ycie liniowe [mm]

0,06

0,0677

b)

0,07

Zu¿ycie wagowe [g]

a)

po uzdatnianiu

œwie¿y

Rys. 10.Przyk³adowe zu¿ycie a) liniowe klocka i b) ³¹czne wagowe wêz³a tarcia po badaniach oleju sprê¿arkowego w styku roz³o¿onym Fig. 10. a) Block linear wear, and b) total gravimetric wear after tests in a conformal contact

Wyniki badañ uzyskane po testach przeprowadzonych w skojarzeniu o styku roz³o¿onym (Rys. 10) wskazuj¹ na znaczny spadek zu¿ycia liniowego (ponad 50%) oraz wagowego (ok. 60%) wêz³a tarcia nastêpuj¹cy w wyniku smarowania go olejem poddanym uzdatnieniu. Znacz¹cego zu¿ycia liniowego rolki nie stwierdzono w ¿adnym badanym przypadku. Stwierdzone obni¿enie zu¿ycia wêz³ów tarcia wskazuje na zmniejszenie niekorzystnych oddzia³ywañ wystêpuj¹cych w procesie tarcia, a tym samym efektywne oddzia³ywanie zastosowanych procesów uzdatniania na w³aœciwoœci smarne olejów. WNIOSKI Korzystne zmiany w³aœciwoœci smarnych olejów zachodz¹ce w wyniku zastosowanych metod uzdatniania wskazuj¹ na celowoœæ ich realizacji w odniesieniu do przepracowanych olejów sprê¿arkowych. Wyniki zrealizowanych badañ wykaza³y, ¿e w odniesieniu do olejów nie wykazuj¹cych

5-2003

TRIBOLOGIA

239

znacz¹cych zmian chemicznych korzystne jest po³¹czenie metod sedymentacji, wirowania i filtracji na przegrodach. W przypadku obecnoœci w oleju takich zmian celowym jest stosowanie, zamiast wirowania, adsorpcji za pomoc¹ adsorbentów sta³ych. Przedstawione metody umo¿liwiaj¹ na tyle efektywne uzdatnienie oleju, ¿e jego w³aœciwoœci tribologiczne osi¹gaj¹ poziom porównywalny z olejem œwie¿ym. Uwzglêdniaj¹c poprawê w³aœciwoœci fizykochemicznych uzdatnionych olejów do poziomu wymagañ normatywnych dla oleju œwie¿ego [L. 11, 12] mo¿na mówiæ o odtworzeniu potencja³u eksploatacyjnego przepracowanych olejów sprê¿arkowych. Uzdatnione oleje mog¹ byæ ponownie kierowane do eksploatacji zgodnie z ich pierwotnym przeznaczeniem. Uzasadnione jest ³¹czenie poszczególnych metod w odpowiednie sekwencje, zapewniaj¹ce stopniow¹ poprawê w³aœciwoœci oleju i umo¿liwiaj¹ce takie ³¹czenie poszczególnych operacji, które pozwala na zachowanie du¿ej wydajnoœci metody i wytwarzanie jak najmniejszej iloœci odpadów. Opracowana metoda znalaz³a praktyczne zastosowanie do uzdatniania olejów do amoniakalnych sprê¿arek ch³odniczych, miedzy innymi TZ-13, Clavus G 46 oraz Elfrima NH 46. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

Potrykus J., Wasiak Z., Wojciechowski T.: Wieviel Schmierstoff darf es sein? Tribologie und Schmierungstechnik. 1997, 4, s. 149¸151. Marczak R.: Badania materia³ów tribologicznych. Wybrane problemy tribologii. PWN. Warszawa, 1990. £uksa A.: U¿ytkowanie i uzdatnianie œrodków smarowych. Eksploatacja Maszyn. 1991, 3, s. 38¸40. Zwierzycki W.: Oleje i smary przemys³owe. RN „Glimar” S.A. Gorlice, ITeE. Radom, 1999. Jenecki J.: Procesy zu¿ywania. Problemy Eksploatacji. 1998, 2, s. 155¸166. Woropay M. i inni.: Podstawy racjonalnej eksploatacji maszyn. ITeE. Radom, 1996. Wachal A.: Wprowadzenie w problematykê starzenia olejów. Trybologia. 1981, 2¸3, s. 5¸17. Nadolny K.: Podstawy modelowania niezawodnoœci materia³ów eksploatacyjnych. Politechnika Poznañska, Instytut Technologii Eksploatacji. Radom, 1999. Biernat K.: W³asnoœci fizykochemiczne i metody badañ produktów naftowych. Wyd. ODK SIMP. Warszawa, 1986.

240

TRIBOLOGIA

5-2003

10. Reincherd i inni: Zum Alterungsverhalten von Turbinenölen. Schmierungstechnik. 1983, 5, s. 24¸28. 11. Gr¹dkowski M., Rogoœ E.: Przes³anki racjonalnej eksploatacji olejów smarowych w amoniakalnych sprê¿arkach ch³odniczych. Ch³odnictwo. 2000, 1, 20¸31. 12. Rogoœ E.: Metoda uzdatniania oleju do sprê¿arek amoniakalnych w eksploatacji. Rozprawa doktorska. WITPiS, Sulejówek, 2001. 13. Szczerek M.: Metodologiczne problemy systematyzacji eksperymentalnych badañ tribologicznych. ITeE. Radom, 1997. Recenzent: Janusz JANECKI

Summary This paper presents the results of an effect of treatment methods on lubricating properties of compressor oils. The authors estimated antiwear and antiseizure properties in scuffing conditions for oils that underwent the following processes: sedimentation, centrifugal force treatment, adsorption by means of a constant adsorber, and membrane filtration. The testing of lubricating properties was realized by means of a four-ball (T-02) and block-on-ring (T-05) testers. Results show that all employed elementary operations that constituted treatment process improve lubricating properties of the compressor oil. All of them do not do it to the same degree. This research shows that is important to combine elementary processes in a sequence to improve the lubricating properties of treated oils to a degree typical of a raw oil. The advantageous influence of the treatment of lubricating oils has been confirmed by tests using the T-05 tester.

5-2003

TRIBOLOGIA

241

El¿bieta ROGOŒ*, Andrzej URBAÑSKI*, Joanna KARAŒ*

W£AŒCIWOŒCI TRIBOLOGICZNE SIARKOWANYCH OLEJÓW ROŒLINNYCH

TRIBOLOGICAL PROPERTIES OF SULFURIZED VEGETABLE OILS

S³owa kluczowe oleje roœlinne, siarkowanie, w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, w³aœciwoœci przeciwzatarciowe Key-words vegetable oils, sulfurization, antiwear properties, antiseizure properties Streszczenie W artykule omówiono w³aœciwoœci tribologiczne olejów roœlinnych poddanych procesowi siarkowania. Badano dzia³anie przeciwzatarciowe i przeciwzu¿yciowe oleju rzepakowego i s³onecznikowego, równie¿ w warunkach ekstremalnych wymuszeñ. Badania realizowano za pomoc¹ aparatu czterokulowego oraz testera T-02. W wyniku przeprowadzonych badañ wykazano, ¿e wprowadzenie siarki ma zró¿nicowany wp³yw na w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe roœlinnej * Instytut Technologii Eksploatacji (ITeE), Zak³ad Tribologii, ul. Pu³askiego 6/10, 26–600 Radom, tel. (0-48) 36-442-41.

242

TRIBOLOGIA

5-2003

bazy olejowej, natomiast zdecydowanie poprawia jej w³aœciwoœci przeciwzatarciowe. Wielkoœæ zmian ocenianych w³aœciwoœci uzale¿niona jest od rodzaju oleju, oraz od iloœci i warunków wprowadzania do nich siarki. Ocena w³aœciwoœci smarnych olejów w warunkach zacierania wykaza³a szczególnie korzystne oddzia³ywanie siarki na w³aœciwoœci oleju rzepakowego. Wprowadzenie siarki do tego oleju znacznie zwiêksza odpornoœæ na zacieranie wêz³a tarcia smarowanego siarkowanym olejem w porównaniu do wêz³a smarowanego olejem bazowym. WPROWADZENIE Konwencjonalne œrodki smarowe z ropy naftowej stanowi¹ zagro¿enie ekologiczne dla cz³owieka i jego otoczenia [L. 1]. Szkodliwe s¹ sk³adniki bazy naftowej, dodatków uszlachetniaj¹cych oraz powstaj¹ce podczas eksploatacji produkty przemian termooksydacyjnych [L. 2]. Obni¿enie negatywnych oddzia³ywañ gospodarki naftowymi œrodkami smarnymi na ekosystem spowodowa³o wzrost zainteresowania produktami o mniejszej szkodliwoœci ekologicznej np. opartymi na bazach pochodzenia roœlinnego i zwierzêcego. Zaletami olejów roœlinnych s¹ tak¿e dobre w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, lepkoœciowo-temperaturowe, przeciwkorozyjne i przeciwpienne [L. 3, 4]. Jednak zastosowanie olejów roœlinnych do wytwarzania œrodków smarowych wymaga zmiany ich struktury chemicznej lub wprowadzenia dodatków uszlachetniaj¹cych w takim zakresie, aby uzyskaæ kompozycjê o w³aœciwoœciach zbli¿onych do produktów pochodzenia naftowego. Jedn¹ z dróg modyfikacji olejów roœlinnych w kierunku uzyskania œrodków smarowych pracuj¹cych w warunkach wysokich obci¹¿eñ jest ich siarkowanie. METODA BADAÑ Przedmiotem badañ by³y ró¿ni¹ce siê sk³adem chemicznym rafinowane oleje: rzepakowy i s³onecznikowy poddawane procesowi siarkowania w ró¿nych warunkach. Zmiennymi parametrami procesu by³a temperatura, obecnoœæ katalizatora oraz iloœæ wprowadzanej siarki. Wariantowan¹ iloœæ siarki w zakresie 0,25÷1% i 7÷10% wprowadzano odpowiednio do oleju rzepakowego i s³onecznikowego, a nastêpnie prowadzono proces w temperaturze 120, 125 i 130°C z udzia³em lub bez katalizatora. Efektywnoœæ dzia³ania siarki wprowadzonej do oleju rzepakowego i s³onecznikowego oceniano na podstawie zmian w³aœciwoœci smarnych

5-2003

TRIBOLOGIA

243

olejów nastêpuj¹cych w wyniku siarkowania. Badania prowadzono zgodnie z norm¹ PN-76/C-04147 za pomoc¹ aparatu czterokulowego oraz z metodami opracowanymi w Instytucie Technologii Eksploatacji przy zastosowaniu testerów T-02 [5] i T-18 [6]. Elementami testowymi by³ kulki wykonane ze stali ³o¿yskowej £H 15 oraz tuleja ze stali 45 i gwintownik M10. Badania w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowych za pomoc¹ aparatu czterokulowego prowadzono przy sta³ym obci¹¿eniu 392,1 N i prêdkoœci 1450 obr./min. w czasie 1 h. Ocenê w³aœciwoœci smarnych przeprowadzon¹ za pomoc¹ urz¹dzenia T-02 prowadzono przy liniowo narastaj¹cym obci¹¿eniu wêz³a tarcia przy prêdkoœci obrotowej wrzeciona 500 obr./min., prêdkoœci narastania obci¹¿enia 409 N/s oraz maksymalnym obci¹¿eniu wêz³a 7200 N. Wyznaczano wartoœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt, bêd¹cego miar¹ trwa³oœci filmu smarnego tworzonego przez olej oraz granicznego nacisku zatarcia poz, charakteryzuj¹cego w³aœciwoœci smarne oleju w warunkach zacierania. Za pomoc¹ testera T-18 oceniano moment oporów ruchu przy gwintowaniu z prêdkoœci¹ 240 obr./min. w obecnoœci badanego oleju. WYNIKI BADAÑ Badania w³aœciwoœci smarnych przeprowadzone za pomoc¹ aparatu czterokulowego wykaza³y, ¿e zarówno w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe, jak i przeciwzatarciowe siarkowanych olejów roœlinnych zale¿¹ od warunków procesu siarkowania: iloœci zwi¹zanej siarki, temperatury procesu i obecnoœci katalizatora. Wp³yw warunków siarkowania jest bardzo zró¿nicowany (Rys.1 i 2). 120st.C 125st.C 130st.C olej bazowy

œrednica skazy [mm]

1 0,8 0,6 0,4 0,2

b)

120st.C 125st.C 130st.C olej bazowy

9000

obci¹¿enie zespawania [N]

a)

7500 6000 4500 3000 1500 0

0 0

0,25

0,5

zawartoϾ siarki [%]

1

0

0,25

0,5

1

zawartoϾ siarki [%]

Rys. 1. Wp³yw warunków siarkowania na w³aœciwoœci a) przeciwzu¿yciowe i b) przeciwzatarciowe oleju rzepakowego Fig. 1. The influence of sulfurization conditions on tribological properties of the rapeseed oil: a) antiwear properties, b) antiseizure properties

TRIBOLOGIA

244

5-2003

Analiza danych zestawionych na Rys. 1a wskazuje, ¿e wprowadzenie 0,25% siarki do oleju rzepakowego pogarsza jego w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe. Zwiêkszenie udzia³u siarki do 0,5 i 1% powoduje ich poprawê. W³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe oleju zawieraj¹cego 0,25 i 0,5% siarki pogarszaj¹ siê wraz ze wzrostem temperatury siarkowania i poprawiaj¹ w miarê zwiêkszania udzia³u siarki. Wprowadzenie 1% siarki poprawia oceniane w³aœciwoœci oleju rzepakowego siarkowanego w temperaturze 130°C, nieznacznie pogarsza po procesie przeprowadzonym w temperaturze 125°C. W temperaturze 120°C siarka nie zosta³a ca³kowicie zwi¹zana – oleju nie badano. Najmniejsz¹ œrednic¹ skazy charakteryzuje siê olej rzepakowy siarkowany w temperaturze 125°C zawieraj¹cy 0,5% siarki oraz w temperaturze 130°C z 1% udzia³em siarki. Najskuteczniej chroni on wêze³ tarcia przed zu¿yciem. Analiza w³aœciwoœci przeciwzatarciowych wykaza³a systematyczny wzrost wartoœci obci¹¿enia zespawania wraz ze wzrostem zawartoœci siarki w oleju rzepakowym (Rys. 1b). Jednoczeœnie stwierdzono niekorzystny wp³yw podwy¿szenia temperatury siarkowania ze 120 i 125 do 130°C na wartoœæ ocenianego parametru. We wszystkich badanych przypadkach w³aœciwoœci przeciwzatarciowe oleju pogorszy³y siê. Najwiêksz¹ zdolnoœæ przeciwdzia³aniu zatarciu wykazuje olej zawieraj¹cy 1% siarki (temperatura procesu – 125°C). Wyniki badañ uzyskane po testach przeprowadzonych dla oleju s³onecznikowego wskazuj¹, ¿e wprowadzenie siarki do tego oleju nieznacznie poprawia jego w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe i bardzo znacz¹co przea)

b)

olej bazowy bez katalizatora z katalizatorem

obci¹¿enie zespawania [N]

0,68 0,6

œrednica skazy [mm]

olej bazowy bez katalizatora z katalizatorem

9000

0,52 0,44 0,36 0,28

6000

3000

0

0,2 7

10

zawartoϾ siarki [%]

7

10 zawartoϾ siarki [%]

Rys. 2. Wp³yw warunków siarkowania na w³aœciwoœci a) przeciwzu¿yciowe i b) przeciwzatarciowe oleju s³onecznikowego Fig. 2. The influence of sulfurization conditions on tribological properties of the sunflower oil: a) antiwear properties, b) antiseizure properties

5-2003

TRIBOLOGIA

245

ciwzatarciowe (Rys. 2). Obecnoœæ siarki w niewielkim stopniu obni¿a œrednicê skazy na kulkach testowych (Rys. 2a), przy czy olej zawieraj¹cy 7% pierwiastka wykazuje skuteczniejsz¹ ochronê wêz³a tarcia przed zu¿yciem ni¿ olej zawieraj¹cy go 10%. Prowadzenie procesu siarkowania z udzia³em katalizatora w niewielkim stopniu wp³ywa na w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe oleju s³onecznikowego – przyczynia siê do zmniejszenia œrednicy skazy na kulkach testowych o ok. 0,1%. Przeprowadzone badania wykaza³y bardzo dobre w³aœciwoœci przeciwzatarciowe siarkowanego oleju s³onecznikowego (Rys. 2b). We wszystkich badanych przypadkach stwierdzono ponad 8-krotny wzrost wartoœci obci¹¿enia zespawania siarkowanego oleju w odniesieniu do oleju bazowego. Obecnoœæ katalizatora w procesie siarkowania nie zmienia ocenianych w³aœciwoœci oleju s³onecznikowego. Ocena w³aœciwoœci smarnych siarkowanego oleju rzepakowego po testach przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-02 wskazuje, ¿e zarówno wartoœci obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt, jak i granicznego nacisku zatarcia poz przewy¿szaj¹ wartoœci uzyskane dla oleju bazowego (Rys. 3). Proces siarkowania korzystnie wp³ywa na trwa³oœæ warstwy smarowej i w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe w warunkach zacierania oleju rzepakowego. b)

120st.C 125st.C 130st.C olej bazowy

3200 2900 2600 2300 2000 0

0,25

zawartoϾ siarki [%]

120st.C 130st.C

4000

0,5

1

graniczny nacisk zatarcia [N/mm2]

obci¹¿enie zacieraj¹ce [N]

a)

125st.C olej bazowy

3200

2400

1600

800

0 0

0,25

0,5

1

zawartoϾ siarki [mm]

Rys. 3. Wp³yw warunków siarkowania oleju rzepakowego na wartoœæ a) obci¹¿enia zacieraj¹cego i b) granicznego nacisku zatarcia wyznaczone za pomoc¹ testera T-02 Fig. 3. The influence of sulfurization conditions on tribological properties of the rapeseed oil on: a) scuffing load, b) limiting pressure of seizure

Najkorzystniejszymi w³aœciwoœciami smarnymi ocenianymi za pomoc¹ testera T-02 charakteryzuj¹ siê oleje siarkowane w temperaturze 125°C (Rys. 3). Wykazuj¹ one najwy¿sze wartoœci obydwu wyznaczanych para-

TRIBOLOGIA

246

5-2003

metrów. Spoœród nich najwy¿sz¹ trwa³oœæ tworzonego filmu smarnego charakteryzowanego za pomoc¹ wartoœci obci¹¿enia zacieraj¹cego wykazuje olej zawieraj¹cy 0,5% siarki (Rys. 3a). Zwiêkszenie lub zmniejszenie udzia³u siarki oraz obni¿enie lub podwy¿szenie temperatury siarkowania obni¿a wartoœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego. Wartoœæ parametru wyznaczona dla oleju siarkowanego w temperaturze 125°C zawieraj¹cego 0,5% pierwiastka jest o ok. 30% wy¿sza ni¿ dla oleju bazowego. Wyznaczone dla siarkowanego oleju rzepakowego wartoœci granicznego nacisku zatarcia (Rys. 3b) wskazuj¹ bardzo korzystny wp³yw siarkowania na jego w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe w warunkach zacierania. We wszystkich badanych przypadkach stwierdzono 9÷10-krotny wzrost tego parametru w odniesieniu do oleju bazowego. Najwy¿sz¹ wartoœæ wyznaczanego wskaŸnika stwierdzono po badaniu oleju zawieraj¹cego 0,5% siarki po procesach przeprowadzonych w temperaturze 125 i 130°C. Wyniki uzyskane po badaniach oleju s³onecznikowego za pomoc¹ testera T-02 wskazuj¹, ¿e siarkowanie nieznacznie obni¿a trwa³oœæ filmu smarnego tworzonego przez ten olej i znacznie podwy¿sza jego w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe w warunkach zacierania (Rys. 4). 2

olej bazowy

Pt [N], poz[N/mm ]

7% S

3000

10% S

2500 2000 1500 1000 500 0 Pt

poz

Rys. 4. Wp³yw warunków siarkowania oleju s³onecznikowego na wartoœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt i granicznego nacisku zatarcia poz wyznaczone za pomoc¹ testera T-02 Fig. 3. The influence of sulfurization conditions on tribological properties of the sunflower oil on: a) scuffing load, b) limiting pressure of seizure

Wartoœæ obci¹¿enia zacieraj¹cego Pt po procesie siarkowania obni¿a siê o ok. 6 lub 3% odpowiednio po wprowadzeniu 7 i 10% siarki do bazowego oleju s³onecznikowego. Natomiast wartoœæ granicznego nacisku zatarcia poz wzrasta odpowiednio ok. 5- i 4-krotnie. Dane Rys. 4 wskazuj¹, ¿e

5-2003

TRIBOLOGIA

247

olej s³onecznikowy zawieraj¹cy 7% siarki charakteryzuje siê korzystniejszymi w³aœciwoœciami smarnymi ni¿ olej z 10%-ym udzia³em tego pierwiastka. Tworzy on nieco mniej trwa³y film smarny, ale bardziej chroni wêze³ tarcia przed zatarciem w warunkach ekstremalnych wymuszeñ. Analiza powierzchni œladu na kulkach testowych przeprowadzona za pomoc¹ mikroanalizy rentgenowskiej SEM-EDS potwierdzi³a ró¿ny wp³yw siarkowania na w³aœciwoœci smarne olejów roœlinnych. Obrazy skaningowe œladów zu¿ycia na kulkach po testach przeprowadzonych za pomoc¹ testera T-02 potwierdzaj¹ korzystny wp³yw siarkowania na w³aœciwoœci przeciwzu¿yciowe w warunkachj zacierania oleju rzepakowego (Rys. 5a i 5b) oraz s³onecznikowego (Rys. 6a i 6b). Wprowadzenie siarki zmniejsza tendencjê do szczepieñ adhezyjnych oraz wielkoœæ œladu zu¿ycia na kulce testowej. Korzystniejszy wp³yw siarkowania stwierdzono dla oleju rzepakowego. Po badaniach tego oleju stwierdzono wyraŸne zmniejszenie wielkoœci œladu na kulce testowej oraz jego „wyg³adzenie”. Wskutek siarkowania oleju s³onecznikowego wielkoœæ œladu na kulce testowej zmniejszy³a siê w mniejszym stopniu, natomiast nast¹pi³a wyraŸna poprawa struktury œladu. a)

b)

c)

Rys. 5. Obraz skaningowy œladu zu¿ycia na kulce testowej po badaniach a) oleju rzepakowego i b) siarkowanego oleju rzepakowego oraz c) analiza rentgenowska rozk³adu powierzchniowego siarki na kulce  Fig. 5. SEM image of the wear scar on the test ball after testing: a) rapseed oil, b) sulfurized rapseed oil, c) EDS map for surface distribution of sulfur in the wear scar

Mapy rozk³adu powierzchniowego siarki na kulkach testowych po badaniach siarkowanego oleju rzepakowego (Rys. 5c) i s³onecznikowego (Rys. 6c) wskazuj¹ na znaczny udzia³ siarki w warstwie wierzchniej œladów zu¿ycia, co wskazuje na tworzenie siê – w warunkach wysokich wymuszeñ – zwi¹zków siarki z powierzchni¹ stali. Dziêki temu zwiêksza siê

TRIBOLOGIA

248

a)

b)

5-2003

c)

Rys. 6. Obraz skaningowy œladu zu¿ycia na kulce testowej po badaniach a) oleju s³onecznikowego i b) siarkowanego oleju s³onecznikowego oraz c) analiza rentgenowska rozk³adu powierzchniowego siarki na kulce  Fig. 6. SEM image of the wear scar on the test ball after testing: a) sunflower oil, b) sulfurized sunflower oil, c) EDS map for surface distribution of sulfur in the wear scar

odpornoœæ wêz³a tarcia na zacieranie. Korzystniejsze w³aœciwoœci siarkowanego oleju rzepakowego w odniesieniu do oleju rzepakowego wynikaj¹ z równomiernego rozk³adu siarki w powierzchni œladu zu¿ycia. Badania przeprowadzone za pomoc¹ testera T-18 wykaza³y, ¿e wprowadzenie siarki nie zmienia wartoœci momentu oporów ruchu przy gwintowaniu w obecnoœci oleju rzepakowego. PODSUMOWANIE Przeprowadzone badania wykaza³y, ¿e wprowadzenie do oleju roœlinnego siarki zmienia jego w³aœciwoœci smarne zale¿nie od rodzaju oleju i parametrów procesu siarkowania. Przede wszystkim poprawia w³aœciwoœci przeciwzatarciowe oleju s³onecznikowego oceniane za pomoc¹ aparatu czterokulowego oraz zwiêksza w³aœciwoœci przeciwzatarciowe i przeciwzu¿yciowe w warunkach ekstremalnych wymuszeñ oleju rzepakowego oceniane za pomoc¹ testera T-02. W przypadku oleju s³onecznikowego skutecznoœæ dzia³ania siarki przejawia siê kilkukrotnym wzrostem wartoœci obci¹¿enia zespawania. Po badaniach oleju rzepakowego stwierdzono mniejszy wzrost tego parametru oraz znaczny obci¹¿enia zacieraj¹cego i granicznego nacisku zatarcia, parametrów odzwierciedlaj¹cych trwa³oœæ filmu smarnego oraz odpornoœæ na zacieranie wêz³a tarcia. Wyniki przeprowadzonych badañ wykaza³y zró¿nicowany wp³yw parametrów procesu siarkowania na w³aœciwoœci smarne olejów roœlinnych. Najkorzystniejszymi w³aœciwoœciami smarnymi charakteryzuje siê olej rze-

5-2003

TRIBOLOGIA

249

pakowy siarkowany w temperaturze 125°C, do którego wprowadzono 0,5% siarki oraz olej s³onecznikowy zawieraj¹cy 7% pierwiastka. Analiza uzyskanych wyników badañ wskazuje, ¿e podczas komponowania ekologicznych œrodków smarowych przeznaczonych do pracy w warunkach wysokich obci¹¿eñ korzystnie jest stosowaæ siarkowany olej rzepakowy w charakterze oleju bazowego. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7.

Gawroñska H., Górski W.: Biodegradowalnoœæ i ekotoksycznoœæ wybranych rodzajów cieczy eksploatacyjnych. Paliwa, oleje i smary w eksploatacji, 1999, 68, s. 5÷14. W³ostowska E.: Oleje a œrodowisko. Paliwa, Oleje i Smary w Eksploatacji, 1993, 7, s. 4÷6. Rogoœ E., Urbañski A., Gr¹dkowski M.: W³aœciwoœci smarne wybranych olejów roœlinnych. Tribologia, 2001, nr 3. Górski W., Ostaszewski W., Wiœlicki B.: Krajowe oleje roœlinne-surowcem dla paliw silnikowych i olejów smarowych. Paliwa, Oleje i Smary w Eksploatacji, 2001, 90, s. 5÷11. Dimmig Th. I inni: Additivkomponenten auf Basis nativer Ölen. Tribologie und Schmierungstechnik, 1994, 6, s. 329÷336. Szczerek M., Tuszyñski W.: Badania tribologiczne. Zacieranie. ITeE, Radom, 2000. Michalczewski R. I inni.: Nowe urz¹dzenia w systemie badañ tribologicznych do testowania specjalnych wêz³ów tarcia. Problemy Eksploatacji, 2002, 3, s. 215÷223.

Recenzent: Janusz JANECKI Summary This paper presents tribological properties of vegetable oils that were sulfurized. The authors tested antiwear and antiseizure properties of rapeseed and sunflower oils, also in extreme-pressure conditions. The tests were realized using a four-ball tester. As a result of executed tests the authors show that sulfurization has a diversed influence on antiwear properties of oils with vegetable base and improves their antisezure properties. The changes in the properties depend on the oil type and on

250

TRIBOLOGIA

5-2003

the quantily and the sulfurization conditions. The results show a very good influence of sulfurization on the properties of the rapeseed oil. Sulfurization a the rapeseed oil considerably increases antiseizure properties in comparision with base oils.

5-2003

TRIBOLOGIA

251

Jan SADOWSKI*, Leszek SARNOWICZ*

BADANIA KALORYMETRYCZNE SK£ADOWEJ CIEPLNEJ I MECHANICZNEJ OPORÓW TARCIA

CALORIMETRIC RESEARCH OF THE THERMAL AND MECHANIC COMPONENTS OF FRICTION RESISTANCE

S³owa kluczowe: Czêœæ cieplna i mechaniczna oporów tarcia, pierwsza zasada termodynamiki, badania kalorymetryczne, temperatura. Keywords: Thermal and mechanic parts of friction resistance, thermodynamic first principle, calorimetric research, temperature Streszczenie W pracy wykazano, ¿e podzia³ oporów tarcia na czêœæ ciepln¹ i mechaniczn¹ wynika bezpoœrednio z równania pierwszej zasady termodynamiki dla systemów otwartych. Zaproponowano metodê oceny tych czêœci na podstawie badañ kalorymetrycznych procesu tarcia i zu¿ywania ustabilizowanego stali gat. 45. Przytoczono wyniki tych badañ i uzupe³niono je interpretacj¹ fizyczn¹. * Politechnika Radomska, ul. Malczewskiego 29, 26–600 Radom

252

TRIBOLOGIA

5-2003

WPROWADZENIE Jednym z podstawowych zagadnieñ, którymi zajmuje siê tribologia jest interpretacja natury oporów tarcia. Poznaniu tej natury poœwiêcono wiele prac teoretycznych i eksperymentalnych. Ich rezultatem s¹ modele interpretacyjne tarcia (zwane tradycyjnie teoriami), przedstawiaj¹ce naturê tarcia jako: mechaniczn¹, molekularn¹, molekularno-mechaniczn¹ lub energetyczn¹. Autorzy niniejszej pracy zajmowali siê termodynamiczna interpretacj¹ oporów tarcia, któr¹ mo¿na zaliczyæ do ostatniego z wymienionych – ujêcia energetycznego. Ujêcie to, w odró¿nieniu od poprzednich, traktuje tarcie systemowo, to znaczy analizuje siê zarazem: dyssypacjê energii, zu¿ywanie tribologiczne i inne oddzia³ywania energetyczne zachodz¹ce w uk³adzie tr¹cych siê cia³ sta³ych. Uk³ad taki, zwany systemem tribologicznym, uto¿samia siê z termodynamicznym systemem otwartym [L. 1]. Podstaw¹ opisu analitycznego przemian energetycznych w tym systemie jest pierwsza zasada termodynamiki fenomenologicznej. Mo¿na z niej wyprowadziæ wnioski o naturze oporów tarcia i ustaliæ ich strukturê energetyczn¹. W niniejszej pracy wykazano, ¿e natura si³y tarcia i wspó³czynnika tarcia mo¿e byæ rozumiana jako cieplno-mechaniczna. Zaproponowano równie¿ sposób oceny czêœci sk³adowych oporów tarcia w oparciu o badania kalorymetryczne bilansu energetycznego procesu tarcia. Ponadto podano przyk³ad tych badañ dotycz¹cych tarcia i zu¿ywania ustabilizowanego próbek stalowych. Uwidoczniono wp³yw temperatury na strukturê oporów tarcia. Pokazano tak¿e, i¿ sterowanie struktur¹ oporów tarcia poprzez zewnêtrzny wp³yw na procesy cieplne zachodz¹ce w systemie tribologicznym warunkuje przebieg zu¿ywania tribologicznego. CIEPLNO-MECHANICZNA NATURA OPORÓW TARCIA Okreœlenie tarcia jako procesu doprowadzania energii mechanicznej do pary tr¹cej (traktowanej w dalszym ci¹gu jako system termodynamiczny otwarty [L. 1]), wskutek czego jest ona ca³kowicie rozpraszana mo¿e byæ Ÿród³em nowej interpretacji oporów tarcia i ich miary – wspó³czynnika tarcia w oparciu o równanie pierwszej zasady termodynamiki. Tym samym uzyskany opis oporów tarcia bêdzie posiada³ rangê prawa ogólnego, a dok³adniej zasady, której prawid³owoœæ nie zosta³a zakwestionowana. Równanie pierwszej zasady termodynamiki dla systemów otwartych ma nastêpuj¹c¹ postaæ:

5-2003

TRIBOLOGIA ÄU = – ÄI – Q1-2 + A t1- 2

253 (1)

gdzie: ∆U – zmiana energii wewnêtrznej systemu, ∆I – zmiana entalpii systemu (∆I = i · ∆m, gdzie i – entalpia w³aœciwa produktów zu¿ycia [J/g], ∆m zu¿ycie tribologiczne systemu [g]), Q1-2 – ciep³o, A t 1− 2 – praca tarcia. Wyszczególnione wielkoœci wyra¿one s¹ w d¿ulach. Praca A t 1− 2 si³y tarcia T(τ ) , przy wzglêdnej prêdkoœci poœlizgu cia³ v(τ ) , po up³ywie czasu tarcia t okreœla siê nastêpuj¹co: t

A t 1− 2 = ∫ T(τ ) ⋅ v(τ ) ⋅ d τ 0

(2)

gdzie: τ – czas [s]; 0 ≤ τ ≤ t. Równa siê ona sumie ciep³a dyssypacji Qdyss powoduj¹cego nagrzewanie i pracy dyssypacji mechanicznej Adyss – powoduj¹cej mechaniczne rozdrabnianie materia³u [L. 1]. A t 1− 2 = A dyss + Qdyss

(3)

Poniewa¿ praca dyssypacji mechanicznej Adyss jest tylko czêœci¹ η (η< 1) pracy tarcia At1-2, to mo¿na j¹ okreœliæ nastêpuj¹co: t

A dyss = ∫ η (τ ) ⋅ T(τ ) ⋅ v(τ ) ⋅ d τ 0

(4)

Natomiast ciep³o dyssypacji okreœla zale¿noœæ t

Q dyss = ∫ [1 − η (τ )] ⋅ T(τ ) ⋅ v(τ ) ⋅ d τ 0

(5)

Na podstawie twierdzenia o pochodnej ca³ki jako funkcji jej górnej granicy uzyskuje siê, uwzglêdniaj¹c (2–5), zawi¹zki [L. 1]: T(t) ⋅ v(t) = [1 - η(t)] ⋅ T(t) ⋅ v(t) + η ⋅ T(t) ⋅ v(t),

Tc (t)

Tm (t)

(6)

czyli T(t) = Tc (t) + Tm (t).

(7)

TRIBOLOGIA

254

5-2003

Mo¿e ono s³u¿yæ do zilustrowania oddzia³ywañ energetycznych w dowolnym systemie tribologicznym, który stanowi¹ dwa tr¹ce siê cia³a sta³e. Struktura tych oddzia³ywañ na makroskopowym poziomie organizacji materii przedstawia siê nastêpuj¹co [L. 1, 2] – Rysunek 1: At1-2 Qdyss

t

t

0

0

ÄU = – ÄI – Q1-2 + ∫ Tc (τ ) ⋅ v(τ ) ⋅ dτ + ∫ Tm (τ ) ⋅ v(τ ) ⋅ dτ Adyss Rys. 1. Schematyczne przedstawienie struktury oddzia³ywañ energetycznych w systemie tribologicznym [L. 1, 2] Fig. 1. Scheme of energetic interaction in the tribological system [L. 1, 2]

Z powy¿szego schematu wynika, ¿e odpowiedzi¹ systemu na wykonanie pracy dyssypacji mechanicznej Adyss, a wiêc pracy si³y tarcia Tm, jest powstanie produktów zu¿ycia i usuniêcie ich poza granice systemu (–∆m) wraz z pewnym zasobem energii (czêœæ przyrostu entalpii –∆I = –i · ∆m), ponadto nastêpuje nagromadzenie energii wewnêtrznej potencjalnej w warstwie wierzchniej zwi¹zanej w nowo utworzonymi defektami budowy materii (czêœæ przyrostu energii wewnêtrznej ∆U). Z kolei ciep³o dyssypacji Qdyss, równe pracy si³y tarcia Tc, przyczynia siê do przekazania energii do otoczenia na sposób ciep³a (–Qt1–2), do zwiêkszenia energii wewnêtrznej systemu (czêœæ przyrostu energii wewnêtrznej ∆U) na skutek nagrzewania jego elementów oraz do zwiêkszenia energii odprowadzanej do otoczenia z usuwanymi produktami zu¿ycia (czêœæ przyrostu entalpii –∆I ) na skutek ich nagrzewania. W badaniach kalorymetrycznych bierze siê pod uwagê procesy stacjonarne, st¹d czêœæ cieplna Tc oporów tarcia kinetycznego T nie zale¿y od czasu i mo¿e byæ opisana wzorem [L. 1, 2]

5-2003

TRIBOLOGIA

255

Tc = (1 – η) ⋅ T ,

(8)

a czêœæ mechaniczn¹ Tm okreœla siê nastêpuj¹co: Tm = η ⋅ T.

(9)

Si³y: T, Tc i Tm wywo³ane s¹ dzia³aniami si³y docisku N cia³ 1 i 2 do siebie. Zatem mo¿liwa jest tak¿e termodynamiczna interpretacja wspó³czynnika tarcia kinetycznego m. Po podzieleniu obu stron równania (7) przez wielkoœæ N uzyskuje siê zale¿noœæ [L. 1, 2] µ =

T Tc T = + m = µc + µ m N N N

(9)

Wspó³czynnik tarcia kinetycznego jest wiêc sum¹ cieplnego wspó³czynnika tarcia µc i mechanicznego wspó³czynnika tarcia µm. Pierwszy z nich wi¹¿e siê z nagrzewaniem ciernym systemu tribologicznego i powstaj¹cych produktów zu¿ycia oraz otoczenia; drugi – z powiêkszaniem energii wewnêtrznej potencjalnej systemu (w otoczeniu nowych defektów struktury materii) i ze zu¿ywaniem tribologicznym. BADANIA KALORYMETRYCZNE STRUKTURY OPORÓW TARCIA Przedmiotem badañ w niniejszej pracy jest równanie bilansu energii charakteryzuj¹ce proces tarcia technicznie suchego i ustabilizowanego zu¿ywania utleniaj¹cego metali. W procesie tym, zarówno moc mechaniczna •

•

tarcia A [W], strumieñ ciep³a dyssypacji Qdyss [W] oraz strumieñ powstaj¹cych produktów zu¿ycia s¹ traktowane jako niezale¿ne od czasu t. Z pro•

duktami zu¿ycia zwi¹zana jest moc dyssypacji mechanicznej A dyss [W], któr¹ w dalszym ci¹gu bêdzie siê wyznaczaæ jako ró¿nicê •

•

•

A dyss = A − Q dyss

(10)

Dla przyjêtego czasu tarcia w warunkach stacjonarnych praca tarcia • • A= A · t [J], ciep³o tarcia Q dyss = Q dyss ⋅ t [J] oraz praca dyssypacji mecha-

TRIBOLOGIA

256

5-2003

•

nicznej A dyss = A dyss ⋅ t [J]. Do wyznaczenia pracy tarcia A przyjêto dane uzyskane na stanowisku badawczym (tribokalorymetrze), mianowicie si³ê tarcia T, prêdkoœæ tarcia v i czas t. Wartoœæ tej pracy okreœla zale¿noœæ A = T ⋅ v ⋅ t.

(11)

W celu wyznaczenia ciep³a dyssypacji Qdyss zastosowano kalorymetr przep³ywowy, którego schemat przedstawia rys. 2. Sk³ada siê ono z obudowy 1 o pewnym oporze cieplnym Rth wewn¹trz której przep³ywa medium 2 z natê¿eniem m• w [g/s]. Para tr¹ca 3 jest usytuowana wewn¹trz obudowy 1 a sam styk tarciowy 4 – Ÿród³o ciep³a dyssypacji – jest chroniony przed dostêpem medium 2. W przekrojach x1 i x2 znajduje siê spoina pomiarowa termopary ró¿nicowej 5, s³u¿¹cej do pomiaru ró¿nicy temperatury ∆q = Θ(x1 ) − Θ(x 2 ) spowodowanej przez strumieñ ciep³a tarcia. Ró¿ni•

•

ca strumieni entalpii I(x1 ) − I(x 2 ) zaobserwowana w przekrojach x1 i x2 •

rury 1, równa jest strumieniowi cieplnemu Q [L. 3].

Rys. 2. Schemat kalorymetru przep³ywowego Fig. 2. Scheme of the flow-calorimeter

•

•

•

•

•

•

Q = Qdyss = I(x1 ) − I(x 2 ) = m w ⋅ c w ⋅ [Θ(x1 ) − Θ(x 2 )] = m w ⋅ c w ⋅ ∆Θ

(12)

5-2003

TRIBOLOGIA

257

gdzie cw ciep³o w³aœciwe medium [J · g-1 · K-1]. Jeœli warunki przep³ywu oraz w³asnoœci medium w przekrojach x1 i x2 s¹ takie same, to okreœlaj¹c •

•

iloczyn m w ⋅ c w jako sta³¹ kalorymetru K wyrazimy strumieñ Q jako funkcjê ró¿nicy temperatury ∆Θ, mianowicie •

(13)

Q = K ⋅ ∆Θ

Mo¿na praktycznie zrównaæ temperaturê otoczenia z temperatur¹ medium na wejœciu pomiarowym Θ(x1). Ciep³o tarcia powoduje przy odpowiednim •

wydatku cieczy kalorymetrycznej m w nieznaczny przyrost temperatury ∆Θ rzêdu 1[K], który sprawia, ¿e kalorymetr bêdzie pracowa³ w warunkach isoperibolicznych. Zaznaczy siê wiêc rola oporu termicznego Rth. Przyjêcie jako medium wody destylowanej umo¿liwia zachowanie sta³ych jej w³asnoœci fizycznych (gêstoœci, ciep³a w³aœciwego) w zakresie wartoœci parametrów charakteryzuj¹cych przep³yw w kalorymetrze (zmiana ciœnienia na wlocie i wylocie, zmiana temperatury ∆Θ, sta³a prêdkoœæ przep³ywu, brak reakcji chemicznych i fizykochemicznych). Mo¿na wiêc uznaæ •

sta³¹ kalorymetru za równ¹ iloczynowi wydatku m w (te same przekroje na wlocie i wylocie cieczy kalorymetrycznej) i ciep³a w³aœciwego cw. Aby jednak uwzglêdniæ dodatkowe oddzia³ywania energetyczne (wymiana ciep³a z otoczeniem, tarcie wewnêtrzne cieczy) nale¿y przeprowadziæ kalibracjê kalorymetru metod¹ elektryczn¹, stosuj¹c jako Ÿród³o ciep³a o zna•

nej mocy Q el np. grza³kê elektryczn¹. W ten sposób dla okreœlonych wszystkich parametrów pracy kalorymetru wyznacza siê jego sta³¹, mianowicie [L. 3]. •

Q K = el ∆Θel

(14)

gdzie: ∆Θel – ró¿nica temperatury stwierdzona w przekrojach x1 i x2 na •

wskutek dzia³ania Ÿród³a ciep³a o mocy Qel oraz wystêpowania strat energii na rzecz otoczenia i tarcia wewnêtrznego cieczy kalorymetrycznej oraz tarcia o próbki pracuj¹ce na biegu ja³owym. Szczegó³owy opis wykonania tribokalorymetru zamieszczono w pracy [L. 3].

TRIBOLOGIA

258

5-2003

Tabela 1. Sk³adowe bilansu energetycznego ustalone podczas badañ kalorymetrycznych procesu tarcia technicznie suchego stali normalizowanej gat. 45 [L. 3] Tabele 1. Components of energetic balance determined as the result of calorimetric research of normalized steel 45 conducted in the condition of technically dry friction [L. 3] Œrednia temperatura È [K]

Sk³adowe bilansu

287,26

297,64

308,14

Praca tarcia A [J]

5521,4

6324,64

8749,1

Ciep³o tarcia Qdyss [J]

4308,9

4669,4

4898,1

Praca dyssypacji mechanicznej Adyss [J]

1212,5

1654,8

3850,3

Parametr ç [%]

21,3

26,0

43,5

Tabela 2. Wyniki badañ struktury oporów tarcia Table 2. Research results of the structure of resistance to friction and tribological wear Œredni wspó³czynnik tarcia

Parametr

Czêœæ mechaniczna si³y tarcia

T [N]

ì

ç

Tm [N]

Tc [N]

287,26

9,82

0,29

0,213

2,09

297,64

11,24

0,33

0,26

2,92

308,14

15,54

0,46

0,435

6,76

Œrednia Tempesi³a ratura tarcia È [K]

Czêœæ Mechaniczny cieplna wspó³czynnik si³y tarcia tarcia

Œrednie

Cieplny wspó³czynnik tarcia

zu¿ycie pary tr¹cej

ìm

ìc

Z [mg]

7,76

0,06

0,23

0,585

8,32

0,09

0,24

0,792

8,78

0,2

0,26

1,57

Przed przyst¹pieniem do badañ bilansu energii ustalono eksperymentalnie sta³¹ K = 3,48 W× K–1. Elementy pary tr¹cej mia³y postaæ cylindrów o wysokoœci 30 mm oraz œrednicach: zewnêtrznej równej 25 i wewnêtrznej – równej 20 mm wykonanych z normalizowanej stali gat. 45. Tarcie œlizgowe, technicznie suche wystêpowa³o miêdzy ich czo³ami z prêdkoœci¹ 0,344 m/s, pod obci¹¿eniem normalnym równym 34 N w czasie 1638 s. Przed badaniami próbki zosta³y dotarte. Nastêpnie stabilizowano temperaturê pomieszczenia ze stanowiskiem badawczym na za³o¿onym poziomie temperatury cieczy kalorymetrycznej. W badaniach ustalono trzy poziomy tej temperatury: 287,26; 297,64 i 308,14 K. Wyniki badañ sk³adowych bilansu energetycznego procesu tarcia dla przypadku pary tr¹cej ze stali gat.45, bêd¹ce œrednimi z szeœciu pomiarów, zestawiono w Tabeli 1. W Tabeli 2 zilustrowano strukturê oporów tarcia i wartoœci zu¿ycia tribologcznego zmierzonego za pomoc¹ wagi analitycznej.

5-2003

TRIBOLOGIA

259

PODSUMOWANIE I WNIOSKI W niniejszej pracy wykazano, ¿e podzia³ oporów tarcia na czêœæ ciepln¹ i mechaniczn¹ (zu¿yciow¹) wynika bezpoœrednio z równania pierwszej zasady termodynamiki fenomenologicznej dla systemów otwartych. Przeprowadzona analiza energetyczna procesu i natury oporów tarcia ukazuje wa¿ny kierunek badañ tribologicznych, gdzie szczególna rola przypada kalorymetrowi przep³ywowemu. Uzyskane informacje o strukturze bilansu energii, charakteryzuj¹cego tarcie i zu¿ywanie ustabilizowane metali s¹ pomocne przy ustalaniu struktury si³y tarcia i wspó³czynnika tarcia. Z przytoczonych analiz i badañ wynikaj¹ nastêpuj¹ce wnioski: – o strukturze oporów tarcia ustabilizowanego metali (stali normalizowanej gat. 45) decyduje temperatura styku ciernego, a poœrednio proces ch³odzenia pary tr¹cej; – ze wzrostem temperatury styku ciernego (od 287,26 do 308,14K) roœnie si³a tarcia i wspó³czynnik tarcia; – ze wzrostem temperatury styku ciernego roœnie wartoœæ parametru η, czyli skladowa mechaniczna oporów tarcia; – znacznemu przyrostowi wspó³czynnika tarcia (od 0,29 do 0,46) i si³y tarcia (od 9,82 do 15,54 N) ze wzrostem temperatury styku ciernego (od 287,26 do 308,14 K) towarzyszy niewielki przyrost czêœci cieplnej wspó³czynnika tarcia (od 0,23 do 0,26) i czêœci cieplnej si³y tarcia (od 7,76 do 8,78 N); – du¿ej zmiennoœci mechanicznej czêœci wspó³czynnika tarcia (od 0,06 do 0,2) i mechanicznej sk³adowej si³y tarcia (od 2,09 do 6,76N) w przyjêtym zakresie temperatury odpowiada znaczny przyrost wartoœci zu¿ycia (od 0,585 do 11,57 mg). LITERATURA 1. 2. 3.

Sadowski, J.: Osobliwoœci procesów termodynamicznych towarzysz¹cych tarciu metali. Wydawnictwo Politechniki Radomskiej 2001, Radom. Sadowski, J.: Thermodynamische Theorie von Reibung und Verschleiß. Tribologie und Schmierungstechnik nr 6, 2002, s. 41–47. Sarnowicz L.: Analiza procesu tarcia metali na podstawie badañ kalorymetrycznych. Rozprawa doktorska. Wydzia³ Mechaniczny, Politechnika Œwiêtokrzyska w Kielcach. 1999. Recenzent: Marian SZCZEREK

260

TRIBOLOGIA

5-2003

Summary Authors proved that friction resistance split into thermal and mechanical components directly results from the equation of the first thermodynamic principle for an open systems. The methods of this components assessment on the basis of calorimetric investigation of the friction and stable wear processes of steel 45 is proposed. The research results and a physical interpretation are presented.

5-2003

TRIBOLOGIA

261

Piotr SADOWSKI

BADANIA MODELOWE ODPORNOŒCI NA ZU¯YWANIE ŒCIERNE WYBRANYCH GATUNKÓW STALIW

MODEL RESEARCH OF THE RESISTANCE TO ABRASIVE WEAR OF THE CHOSEN KINDS OF CAST STEEL

S³owa kluczowe: Odpornoœæ na zu¿ywanie, badania modelowe, zmodyfikowany tester, nowe staliwa Keywords: Resistance to wear, model research, modified tester, new cast steel Streszczenie W pracy zaproponowano metodykê badania odpornoœci na zu¿ywanie œcierne metali za pomoc¹ specjalnie przystosowanego testera T-01M. Opisano badania modelowe tarcia i zu¿ywania grupy trzech nowych staliw opracowanych w Politechnice Radomskiej. Ustalono ich odpornoœæ na zu¿ywanie, podaj¹c jej interpretacjê energetyczn¹.

262

TRIBOLOGIA

5-2003

WPROWADZENIE W Instytucie Budowy Maszyn Politechniki Radomskiej od wielu lat prowadzone s¹ prace nad struktur¹ wewnêtrzn¹ konstrukcji. Pod tym pojêciem rozumie siê najszerzej ujête cechy tworzywa konstrukcyjnego. W szczególnoœci zosta³y rozwiniête badania staliw, maj¹ce na celu optymalizacjê ich w³asnoœci mechanicznych i eksploatacyjnych ze wzglêdu na sk³ad i strukturê materia³u. Du¿e znaczenie techniczne ma tu odpornoœæ materia³u na zu¿ywanie œcierne, zw³aszcza przewidzianego do pracy oœrodku o cechach œcierniwa (piach, ska³y). Zagadnienie oceny odpornoœci na zu¿ywanie tribologiczne jest równie¿ przedmiotem wieloletnich analiz teoretycznych i eksperymentalnych prowadzonych w Zak³adzie Podstaw konstrukcji Maszyn i Tribologii. Zosta³a tu opracowana oryginalna termodynamiczna interpretacja tarcia i towarzysz¹cych mu procesów [1]. Wnioski wyprowadzone z tej interpretacji maj¹ ogólne znaczenie i stanowi¹ podstawê energetycznej oceny odpornoœci na zu¿ywanie. W niniejszym opracowaniu przyjêto za cel zbadanie odpornoœci na zu¿ywanie œcierne grupy specjalnie skonstruowanych staliw [2] z uwzglêdnieniem energetycznych mierników tej odpornoœci. Zakres prac obejmuje: – Zaprojektowanie i wykonanie zmodyfikowanej g³owicy badawczej testera T0-1M, przystosowanej do badania zu¿ycia œciernego metali i bie¿¹cego rejestrowania oporów i pracy tarcia. – Skalowanie uk³adów pomiarowo-rejestruj¹cych zmodyfikowanego testera. – Badania tarcia i zu¿ywania odpowiednio wykonanych próbek trzech stali i wzorca – ¿elaza armco. – Ocena odpornoœci na zu¿ywanie œcierne i interpretacja otrzymanych wyników badañ. OKREŒLENIE I MIARY ODPORNOŒCI NA ZU¯YWANIE Odpornoœci¹ na zu¿ywanie tribologiczne nazywa siê zdolnoœæ materia³u do przeciwstawiania siê zu¿ywaniu w okreœlonych warunkach tarcia. Za miarê odpornoœci na zu¿ywanie tribologiczne przyjmuje siê odwrotnoœæ wartoœci zu¿ycia Z lub odwrotnoœæ intensywnoœci zu¿ywania J [L. 3]. Wartoœæ zu¿ycia wyra¿a siê ubytkiem masy lub wymiaru liniowego próbki, natomiast stosunek tego zu¿ycia do drogi tarcia jest intensywnoœci¹ zu¿y-

5-2003

TRIBOLOGIA

263

cia (wagowego, liniowego). W pierwszym przypadku okreœla siê œredni¹ odpornoœæ Jœr nastêpuj¹co: J œr =

1 Z

(1)

w drugim przypadku – chwilow¹ wartoœæ odpornoœci na zu¿ywanie tribologiczne J: J =

1 J

(2)

Zale¿nie od przyjêtej miary zu¿ycia lub intensywnoœci zu¿ywania mog¹ wyst¹piæ ró¿ne miana odpornoœci na zu¿ywanie. Badania zu¿ycia s¹ czêsto badaniami porównawczymi. W badaniach takich wyznacza siê, w identycznych warunkach tarcia, intensywnoœæ zu¿ywania lub odpornoœæ na zu¿ywanie badanych materia³ów i jakiegoœ materia³u przyjêtego jako wzorzec. W wyniku badañ wyznacza siê wzglêdn¹ odpornoœæ na zu¿ywanie Jwz [L. 4]: J wz =

J œr J œrw

(3)

gdzie Jœrw jest œredni¹ odpornoœci¹ na zu¿ywanie materia³u wzorca. Problem mian nie wystêpuje w przypadku wprowadzenia wzglêdnej odpornoœci na zu¿ywanie. Znaczenie wzglêdnej odpornoœci na zu¿ywanie jest szczególnie istotne wówczas, gdy analizuje siê œcieranie metali o materia³y twarde (np. ska³y, piasek, tarcza œcierna), których zu¿ycia siê nie ocenia. Oprócz omówionych powy¿ej, stosowane s¹ równie¿ energetyczne miary odpornoœci na zu¿ywanie tribologiczne. Uwzglêdniaj¹ one zarówno wartoœæ zu¿ycia, jak i wartoœæ pracy tarcia, która zu¿ycie to spowodowa³a. Wielkoœci¹ fizyczn¹, któr¹ proponuje siê w niniejszym referacie stosowaæ przy ocenie odpornoœci na zu¿ywanie, jest praca w³aœciwa zu¿ycia e Rx . Okreœla siê j¹ stosunkiem pracy tarcia At1-2 i masy zu¿ytego materia³u ∆m systemu tribologicznego, za który przyjmuje siê uk³ad dwóch tr¹cych siê cia³ sta³ych [L. 1]: A t1- 2 (4) ∆m Pracê w³aœciw¹ zu¿ycia wyra¿a siê w d¿ulach na gram, pracê tarcia – w d¿ulach, a ubytek masy systemu w gramach. e Rx =

TRIBOLOGIA

264

5-2003

Praca w³aœciwa zu¿ycia przypomina niektóre wielkoœci fizyczne takie, jak np. ciep³o parowania [J/g], lub ciep³o sublimacji [J/g], które s¹ miarami energii (si³y) wi¹zañ molekularnych w cieczach i cia³ach sta³ych. W ka¿dym przypadku mamy tu do czynienia z wielkoœciami w³aœciwymi (podobne cechy maj¹ równie¿ gêstoœci energii, gdzie zdyssypowana energia podczas tarcia jest odnoszona do objêtoœci zu¿ytego materia³u). Ogólna postaæ zale¿noœci okreœlaj¹cej pracê w³aœciw¹ zu¿ycia na podstawie równania pierwszej zasady termodynamiki fenomenologicznej dla systemów otwartych jest nastêpuj¹ca [1]: e Rx =

i ∆U Q1-2 1A t1-2 A t1-2

(5)

gdzie: Q1-2 – energia oddana do otoczenia na sposób ciep³a [J]; ?U –zmiana energii wewnêtrznej systemu [J]; i – œrednia entalpia w³aœciwa produktów zu¿ycia (miêdzy pocz¹tkiem i koñcem procesu) charakteryzuj¹ca mechanizm zu¿ywania tribologicznego [J/g]; indeks 1-2 symbolizuje zmianê stanu systemu miêdzy pocz¹tkiem i koñcem procesu tarcia. Analiza tego wzoru ujawnia z³o¿onoœæ pojêcia „odpornoœæ na zu¿ywanie”. Przede wszystkim nie mo¿na go przedstawiaæ jako cechy materia³u. Jest to funkcja mechanizmu zu¿ywania iloœciowo scharakteryzowanego przez entalpiê w³aœciw¹ produktów zu¿ycia „i”, pracy tarcia At1-2, zmiany energii wewnêtrznej systemu DU i ciep³a Q1-2. Ze wzoru (5) wynika tak¿e wniosek, ¿e zachowanie identycznoœci procesów towarzysz¹cych tarciu jest mo¿liwe przy zachowaniu tych samych zmian DU, Q1-2 oraz mechanizmu zu¿ywania „i” w ka¿dym eksperymencie, co jest praktycznie bardzo trudne. Wyra¿enie okreœlaj¹ce pracê w³aœciw¹ zu¿ycia (5) upraszcza siê, je¿eli w systemie tribologicznym zachodz¹ procesy stacjonarne i przyjmuje postaæ nastêpuj¹c¹ [L. 1]: e Rx =

i •

1-

Q

=

1 −a + b⋅Θ

(6)

•

A •

gdzie: Q – strumieñ cieplny p³yn¹cy od systemu do otoczenia [W]; A• moc tarcia [W]; a [g/J] i b [g/J · K] – sta³e systemu tribologicznego; ? – temperatura styku ciernego [K].

5-2003

TRIBOLOGIA

265

Wzór (6) informuje, ¿e o wytrzyma³oœci powierzchniowej przy ustabilizowanym tarciu decyduje struktura systemu tribologicznego (sta³e a i b) oraz jego stan termodynamiczny – temperatura Θ. Nie graj¹ tu roli parametry mechaniczne tarcia – nacisk i prêdkoœæ œlizgania. Wynika st¹d, ¿e temperatura jest niezale¿nym parametrem tarcia i powinna byæ w trakcie badañ zadawana i stabilizowana. Nale¿y tu zaznaczyæ, ¿e równie¿ entalpia w³aœciwa produktów zu¿ycia „i” ma podobne znaczenie fizyczne jak praca w³aœciwa zu¿ycia – jest mianowicie gêstoœci¹ energii. Mo¿e byæ wiêc tak¿e przyjêta za miarê odpornoœci na zu¿ywanie. Aspekt praktyczny badañ tribologicznych nakazuje jednak zrezygnowanie ze stosowania tej miary. Istnieje bowiem du¿a trudnoœæ towarzysz¹ca wyznaczaniu wartoœci tej wielkoœci. Konieczne s¹ tutaj badania kalorymetryczne procesu tarcia, ograniczone do przypadku tarcia i zu¿ywania ustabilizowanego. W tej sytuacji praca w³aœciwa zu¿ycia jako wielkoœæ ³atwo daj¹ca siê wyznaczyæ eksperymentalnie i maj¹c¹ jasn¹ interpretacjê fizyczn¹ jest godn¹ polecenia miar¹ odpornoœci na zu¿ywanie. W niniejszej pracy zanalizowana bêdzie odpornoœæ na zu¿ywanie tribologiczne wybranych materia³ów na podstawie definicji okreœlonych wzorami: (1), (3) i (4). BADANIA ODPORNOŒCI NA ZU¯YWANIE TRIBOLOGICZNE W celu zbadania wp³ywu sk³adu chemicznego i twardoœci materia³u na jego odpornoœæ na zu¿ywanie œcierne nale¿y zapewniæ takie parametry i warunki tarcia, przy których zarówno pierwotna struktura i w³asnoœci mechaniczne nie bêd¹ zmieniaæ siê. Tym samym musz¹ byæ wykluczone, jako dominuj¹ce, mechanizmy zu¿ywania utleniaj¹cego i adhezyjnego (I i II rodzaju). Mo¿na to osi¹gn¹æ przyjmuj¹c skojarzenie typu tarcza – trzpieñ, gdzie tarcz¹ jest œciernica – trzpieniem natomiast cylindryczna próbka badanego materia³u. Tarcza œcierna umo¿liwia odtwarzanie siê stanu jej powierzchni w miarê wykruszania ziaren œcierniwa podczas badañ. Ponadto materia³ œcierny dobrze modeluje w³asnoœci gleby (piasek, kamienie), w której pracuj¹ narzêdzia metalowe. Tester T0-1M z g³owic¹ badawcz¹ typu trzpieñ-tarcza umo¿liwia ³atwe ustalenie: nacisku, prêdkoœci poœlizgu i drogi (czasu) tarcia. Jednoczeœnie mierzone s¹ i rejestrowane: zmiany si³y tarcia w czasie oraz bie¿¹ca temperatura otoczenia (ok. 20oC). Wilgotnoœæ powietrza w pomieszczeniu laboratoryjnym wynosi³a 50%. Ubytki masy trzpienia (pomiar ró¿nicowy)

TRIBOLOGIA

266

5-2003

ustalano na wadze elektronicznej o dok³adnoœci ± 0,01mg. W celu zrealizowania œciernego mechanizmu zu¿ywania badanego materia³u przyjêto nastêpuj¹ce wartoœci parametrów tarcia: obci¹¿enie normalne – 9,81 N, prêdkoœæ poœlizgu 0,2 m/s, droga tarcia – 180m. Wartoœci te zapewnia³y mierzalne zu¿ycie próbki w stosunkowo krótkim czasie. W celu przystosowania g³owicy testera T0-1M do prowadzenia badañ zu¿ycia œciernego zamontowano na jego stoliku obrotowym tarczê œciern¹ o wymiarach φ79/φ20–10 oznaczon¹ symbolem: 95A54N6B (elektrokorund zwyk³y –95A, ziarno 54 – od 355 do 300 µm, twardoœæ - N, struktura 6, spoiwo ¿ywiczne sztuczne – B). Próbka œcieranego materia³u mia³a postaæ cylindra o œrednicy 5 mm i wysokoœci 40 mm. Badano trzy staliwa stopowe, których sk³ad i twardoœæ podano w tabeli 1 oraz rafinowane ¿elazo armco o twardoœci 115 HB jako wzorzec. Rafinacja polega³a na przetopieniu ¿elaza armco w piecu pró¿niowym. Tab. 1. Sk³ad chemiczny i twardoœæ materia³u próbek [2] Tab. 1. Chemical composition and hardness of samples material [2] Nr próbki 1 2 3

C % 0,49 0,45 0,5

Mn % 0,43 0,44 -

Cr % 12,15 9,14 3,07

Mo % 0,57 0,6 0,39

Cu % 0,5 0,58 1,49

Ni % 0,96 7,0 0,54

Si % 0,49 0,42 -

V % 0,1 0,3

HRC 44 52 53

Na Rysunku 1 pokazano widok ogólny zmodyfikowanego testera T-01M. W stosunku do orygina³u – oprócz przebudowanej g³owicy badawczej – zmieniono po³o¿enie czujnika si³y tarcia. Czujnik zosta³ przesuniêty w kierunku osi obrotu dŸwigni s³u¿¹cej do pomiaru si³y tarcia. W ten sposób zwiêkszono trzykrotnie prze³o¿enie w uk³adzie pomiaru si³y tarcia i ustalono punkt pracy czujnika w zakresie, gdzie jego charakterystyka jest liniowa. Nastêpnie dokonano skalowania zmodyfikowanego uk³adu pomiarowego si³y tarcia [L. 5]. Badania tarcia, zu¿ywania oraz odpornoœci na zu¿ywanie œcierne przeprowadzono na zmodyfikowanym testerze T-01M, przyjmuj¹c dla ka¿dego materia³u próbki te same parametry doœwiadczenia. Liczba doœwiadczeñ z poszczególnymi próbkami zawiera³a siê od 8 do 10. Wyniki badañ zamieszczono w Tabeli 2, gdzie uwzglêdniono tylko 6 ostatnich wyników uzyskanych w poszczególnych seriach (chodzi³o o wyeliminowanie z analiz procesu docierania próbki i œciernicy). Podczas badañ rejestrowano prze-

5-2003

TRIBOLOGIA

267

Rys. 1. Widok zmodyfikowanego testera T-01M, przystosowanego do badania zu¿ycia œciernego metali [5] Fig. 1. The modified tester T-01 M, adopted to abrasive wear of metal research [5] Tab. 2. Wyniki badañ odpornoœci na zu¿ywanie tribologiczne Tab. 2. Research of the resistance to tribological wear results

L.p.

1 2 3 4 5 6

OdpornoϾ

Praca w³aœciwa

OdpornoϾ

Praca w³aœciwa

OdpornoϾ

J œr1

x e R1

J œr2

x e R2

J œr3

[1/mg] [kJ/g] Próbka 1 0,203666 126,538 0,177936 108,193 0,196464 116,877 0,173010 103,875 0,200803 107,480 0,205339 98,9010

Œrednia 0,19287 Odchylenie standardo- 0,013895 we Poziom ufnoœci 0,014582 (95,0%)

Praca w³aœciwa

OdpornoϾ

Praca w³aœciwa

x e R3

J œrw

x e Rw

[1/mg] [kJ/g] Próbka ¿elazo-armco 0,004893 5,607 0,005459 6,576 0,004989 6,710 0,004598 6,717 0,004622 6,880 0,004348 6,417

110,3107

[1/mg] [kJ/g] [1/mg] [kJ/g] Próbka 2 Próbka 3 0,154799 97,1390 0,283286 212,478 0,175439 107,307 0,228833 175,494 0,162602 104,450 0,270270 213,060 0,177936 107,425 0,280112 218,927 0,184502 117,526 0,294118 238,414 0,193424 125,576 0,268817 205,790 Miary statystyczne 0,174783 109,9038 0,270906 210,6938

0,004818

6,4845

9,904934

0,014143

10,09245

0,022591

20,53315

0,000388

0,457004

10,39457

0,014842

10,59136

0,023707

21,54818

0,000407

0,479595

bieg si³y tarcia w czasie. By³ on podstaw¹ oceny pracy tarcia. Wyznaczona praca tarcia i wartoœci zu¿ycia tribologicznego próbek pos³u¿y³y do opracowania wielkoœci statystycznych, charakteryzuj¹cych odpornoœæ na zu¿ywanie za pomoc¹ programu Excel.

268

TRIBOLOGIA

5-2003

PODSUMOWANIE I WNIOSKI W Tabeli 2 zestawiono wyniki uzyskane w poszczególnych seriach badañ odpornoœci na zu¿ywanie œcierne oraz miary statystyczne. Ustalono odpornoœci na zu¿ywanie Jœr poszczególnych materia³ów oraz ich prace w³aœciwe zu¿ycia e Rx Na tej podstawie mo¿na oceniæ wzglêdn¹ odpornoœæ na zu¿ywanie poszczególnych materia³ów u¿ytych na próbki. Przyjmuj¹c jako materia³ bazowy ten, który wykaza³ najmniejsz¹ odpornoœæ, czyli ¿elazo armco, mo¿na wyznaczyæ nastêpuj¹ce odpornoœci wzglêdne na zu¿ywanie:

Przez analogiê do odpornoœci wzglêdnej Jwz mo¿na wprowadziæ odpowiednie stosunki prac w³aœciwych zu¿ycia i ustaliæ wartoœci wzglêdnej odpornoœci na zu¿ywanie ewz. Dla przypadku przeprowadzonych badañ s¹ to nastêpuj¹ce wartoœci:

Odniesienie otrzymanych rezultatów do wybranych, podstawowych w³asnoœci fizycznych materia³u bazowego u¿ytych próbek – ¿elaza jest mo¿liwe dziêki energetycznej interpretacji odpornoœci na zu¿ywanie za pomoc¹ pracy w³aœciwej e Rx . Zauwa¿amy mianowicie, ¿e ciep³o parowania ¿elaza rFe= 6,364 kJ/g. Jest to wartoœæ zbli¿ona do pracy w³aœciwej x zu¿ycia ¿elaza armco e Rw , która wynios³a 6,4845 kJ/g. Mo¿na zatem rozwa¿yæ przyjêcie tej wartoœci jako wzorcowej w badaniach wzglêdnej odpornoœci stali na zu¿ywanie tribologiczne zinterpretowanej energetycznie. Mo¿na równie¿ wyra¿aæ pracê w³aœciw¹ zu¿ycia œciernego stali jako funkcjê ciep³a parowania ¿elaza. W przypadku uzyskanych wyników badañ

x x = 17,334 rFe; e R2 = w niniejszej pracy s¹ to nastêpuj¹ce zale¿noœci: e R1 x x 17,269 rFe; e R3 = 33,107 rFe; e Rw =1,019 rFe. Uzyskane rezultaty badañ przedstawione w niniejszym opracowaniu pozwalaj¹ stwierdziæ, co nastêpuje:

5-2003 – –

– – –

TRIBOLOGIA

269

Tester T-01M mo¿na, po odpowiedniej modyfikacji, przystosowaæ do badañ zu¿ywania œciernego materia³ów, tym samym – poszerzyæ zakres jego wykorzystania. Wzglêdna odpornoœæ na zu¿ywanie tribologiczne wyra¿ona jako stosunek odwrotnoœci wartoœci zu¿ycia ró¿ni siê istotnie od wzglêdnej odpornoœci na zu¿ywanie wyra¿onej stosunkiem prac w³aœciwych zu¿ycia. Sk³ad chemiczny staliwa jest czynnikiem warunkuj¹cym odpornoœæ na zu¿ywanie tribologiczne, przy czym jego twardoœæ nie œwiadczy jednoznacznie o tej odpornoœci. Wyra¿enie odpornoœci na zu¿ywanie stali i ¿elaza armco za pomoc¹ pracy w³aœciwej zu¿ycia daje podstawy do powi¹zania jej z ciep³em parowania ¿elaza. Praca w³aœciwa zu¿ycia, jako energetyczna miara odpornoœci na zu¿ywanie, uwzglêdniaj¹ca obok zu¿ycia równie¿ nak³ad energii powoduj¹cy je, powinna byæ przedmiotem dalszych analiz i interpretacji. Ocena tej odpornoœci powinna byæ odnoszona wzglêdem podstawowych struktur uk³adu ¿elazo – wêgiel: ferrytu, perlitu i cementytu.

LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5.

Sadowski, J.: Osobliwoœci procesów termodynamicznych towarzysz¹cych tarciu metali. Wydawnictwo Politechniki Radomskiej 2001, Radom. Wojtkun F.: Staliwo odporne na œcieranie, zw³aszcza w podwy¿szonych temperaturach. Œwiadectwo Autorskie Nr 27889 UP RP z dn. 25 listopada 1992. Lawrowski Z.: Tribologia. Warszawa, PWN 1993. Solski P., Ziemba S.: Zagadnienia zu¿ycia elementów maszyn spowodowanego tarciem. Warszawa, PWN 1969. Sadowski P.: Badania odpornoœci na zu¿ywanie œcierne wybranych gatunków staliw. Sprawozdanie z badañ w³asnych; IBM, Politechnika Radomska 2002 r.

Recenzent: Marian SZCZEREK

270

TRIBOLOGIA

5-2003

Summary The paper presents the method of a resistance to wear investigation with the use of specially adopted tester T-01 M. The model research of friction and wear of three new cast steel, which were elaborated in Radom Technical University, are described. Theirs resistances to wear were evaluated. The energetic interpretation of resistance is presented.

5-2003

TRIBOLOGIA

271

SENATORSKI J., SIEPRACKA B.

ZAPOBIEGANIE TRIBOKOROZJI PRZEZ OBRÓBKÊ CIEPLNO-CHEMICZN¥

PREVENTION AGAINTS TRIBOCORROSION THROUGHOUT THERMO-CHEMICAL TREATMENT

S³owa kluczowe: warstwa dyfuzyjna, tarcie, zu¿ycie, korozja Key – words: diffusion layers, friction, wear, corrosion Strzeszczenie: W referacie podano propozycjê podzia³u laboratoryjnych badañ korozyjno-tribologicznych. Propozycja ta przewiduje podzia³ tych badañ na dwie grupy: oddzielne badania korozyjne i tribologiczne oraz ³¹czne badania korozyjno-tribologiczne. W tych ostatnich wyodrêbniono dwie metody badañ: niejednoczesne oraz jednoczesne. Ze wzglêdu na czêstotliwoœæ wystêpowania nara¿eñ badania niejednoczesne mo¿na podzieliæ na: pojedyncze, cykliczne i ci¹gle.

TRIBOLOGIA

272

5-2003

Omówiono wyniki badañ, wg opracowanych metod, stali ulepszanych cieplnie, a tak¿e stali z wytworzon¹ dyfuzyjn¹ warstw¹ chromowan¹ i dyfuzyjn¹ warstw¹ azotowan¹. WPROWADZENIE Na pracuj¹ce czêœci maszyn i narzêdzia oddzia³uje otoczenie w ró¿ny sposób i z ró¿nym natê¿eniem. Oddzia³ywanie to odbywa siê przez stykanie siê z innym cia³em sta³ym i zwykle wtedy przekazywane s¹ obci¹¿enia (si³y, naciski), z cia³em ciek³ym (np. oœrodkiem smaruj¹cym) lub gazowym (np.: otaczaj¹c¹ atmosfer¹) i wtedy oœrodki mog¹ oddzia³ywaæ chemicznie. Czêsto wystêpuje powi¹zanie oddzia³ywañ. Ka¿de oddzia³ywanie niesie niebezpieczeñstwo zmiany stanu fizykochemicznego czêœci maszyny lub narzêdzia, przejawiaj¹cego siê zmian¹ w³aœciwoœci, i dlatego nosi nazwê nara¿eñ. Pracuj¹ce czêœci maszyn i narzêdzia podlegaj¹ nara¿eniom w postaci obci¹¿eñ statycznych i dynamicznych (w tym okresowo zmiennych, czyli zmêczeniowych), oddzia³ywania chemicznego i elektrochemicznego oœrodka ciek³ego lub gazowego (korozji), tarcia, dzia³ania wysokich lub niskich temperatur, pól elektrycznych, elektrostatycznych, magnetycznych, ultradŸwiêków, promieniowania elektromagnetycznego o ró¿nych czêstotliwoœciach (radiowego, podczerwonego, widzialnego, nadfioletowego, X, Y), grawitacji ziemskiej i innych czynników, zwykle szkodliwie – ale niekiedy korzystnie wp³ywaj¹cych na pracê i wspó³pracê z innymi elementami, i zwykle obni¿aj¹cych ich w³aœciwoœci u¿ytkowe, zw³aszcza trwa³oœæ eksploatacyjn¹ (Rys. 1). Laboratoryjne badania w³aœciwoœci u¿ytkowych

=

Przedmiot badañ: próbka

+

Nara¿enia

korozyjne - K tribologiczne - T mechaniczne - M inne - J

Rys. l. Idea laboratoryjnych badañ w³aœciwoœci ubytkowych materia³ów Fig. 1. Idea of the laboratory testing of operational properties of materials

Spoœród ww nara¿eñ najsilniejszy wp³yw na zmianê w³aœciwoœci u¿ytkowych wywieraj¹ nara¿enia: korozyjne, tribologiczne i mechaniczne (przy najczêœciej wystêpuj¹cych nara¿eniach zmêczeniowych). Nara¿enia te tylko wyj¹tkowo wystêpuj¹ pojedynczo; rzadko zdarza siê, aby pracuj¹cy ele-

5-2003

TRIBOLOGIA

273

ment podlega³ dzia³aniu tylko jednego nara¿enia. Zwykle podlega jednoczesnemu dzia³aniu kilku nara¿eñ, przy czym jedno z nich lub dwa s¹ nara¿eniami dominuj¹cymi. W prawid³owo prowadzonych, konsekwentnych i kompleksowych badaniach laboratoryjnych przedmiot badañ powinien podlegaæ wszystkim lub najwa¿niejszym badaniom uwzglêdniaj¹cym wp³yw ww. lub dominuj¹cych nara¿eñ na w³aœciwoœci u¿ytkowe. Badania te powinny zostaæ przeprowadzone przed oddaniem przedmiotu lub jego elementów, w tym materia³ów u¿ytkowanych do jego budowy, do eksploatacji. Badania laboratoryjne w³aœciwoœci u¿ytkowych pozwalaj¹ na okreœlenie w³aœciwoœci, jakie przedmioty, elementy lub materia³y bêd¹ prawdopodobnie wykazywa³y w czasie eksploatacji przy ró¿nych nara¿eniach; badania stanowiskowe (stendowe) w³aœciwoœci u¿ytkowych s¹ bli¿sze rzeczywistoœci, zaœ najbli¿sze – s¹ badania eksploatacyjne. Warunki przeprowadzania badañ laboratoryjnych powinny byæ jak najbardziej zbli¿one do przewidywanych rzeczywistych warunków pracy badanych materia³ów czy elementów. Zatem wszystkie laboratoryjne badania w³aœciwoœci u¿ytkowych materia³ów i elementów powinny zmierzaæ do jak najwierniejszego odtworzenia przewidywanych warunków eksploatacyjnych. Laboratoryjne badania wp³ywu nara¿eñ korozyjnych i tribologicznych na zu¿ycie mo¿na podzieliæ na dwie grupy [L. 1] (Rys. 2.) I

Oddzielne: II £¹czne: jednoczesne korozyjne i tribologiczne korozyjno-tribologiczne BADANIA LABORATORYJNE

C

ci¹g³e

niejednoczesne A pojedyñcze B

cykliczne

Rys. 2. Podzia³ laboratoryjnych badañ zu¿ycia korozyjnego i tribologicznego Fig. 2. Division of the laboratory testing of corrosive and tribological wear

274

TRIBOLOGIA

5-2003

I. Oddzielne badania korozyjne i tribologiczne realizowane wg odrêbnych procedur badawczych obowi¹zuj¹cych w badaniach korozyjnych i w tribologii, przy wykorzystaniu typowych dla tych badañ próbek i parametrów badañ, uwzglêdniaj¹cych rodzaje nara¿eñ (np.: rodzaj wspó³pracy tribologicznej, rodzaj œrodowiska korozyjnego) i intensywnoœæ ich oddzia³ywania (np.: nacisk, stê¿enie œrodowiska korozyjnego) oraz zmiennoœæ wystêpowania natê¿enia ich w czasie. II. £¹czne badania korozyjno-tribologiczne, które mo¿na podzieliæ na 2 grupy: – niejednoczesne, w których ten sam badany materia³ podlega niejednoczesnym nara¿eniom korozyjnym i tribologicznym; zwykle wystêpuje kolejnoœæ nara¿eñ jw., tzn. badaniom tribologicznym poddawany jest materia³ skorodowany, ale badania mog¹ równie¿ przebiegaæ w odwrotnej kolejnoœci, jednak ten przypadek wystêpuje rzadziej. – jednoczesne, w których ten sam materia³ badany podlega jednoczesnemu badaniu zu¿ycia tribologicznego w obecnoœci medium korozyjnego; zwykle badaniu podlega materia³ uprzednio nie skorodowany lub uprzednio nie poddawany próbom tribologicznym, ale przypadków tych wykluczyæ nie mo¿na. Ze wzglêdu na czêstotliwoœæ wystêpowania nara¿eñ badania niejednoczesne mo¿na podzieliæ na: – pojedyncze (metoda A), polegaj¹ce na jednokrotnym badaniu tribologicznym materia³u uprzednio poddanego nara¿eniom korozyjnym. Nara¿enia korozyjne i tribologiczne mog¹ trwaæ w ró¿nych okresach czasu. Próbki do badañ - to próbki do dowolnych badañ tribologicznych. Parametry badañ powinny byæ ró¿ne, zmienne w okreœlonych przedzia³ach. Badania te symuluj¹ warunki wspó³pracy tarciowej elementów skorodowanych i mog¹ dotyczyæ np. materia³ów wêz³ów tarcia skorodowanych w czasie d³ugotrwa³ego postoju w atmosferze korozyjnej przed rozpoczêciem eksploatacji. – cykliczne (metoda B), bêd¹ce b¹dŸ badaniami niejednoczesnymi, b¹dŸ jednoczesnymi. W przypadku niejednoczesnych badañ cyklicznych powtarzaj¹ce siê próby tarciowe s¹ przerywane okresowym dzia³aniem œrodowiska korozyjnego, w przypadku jednoczesnych badañ cyklicznych – w czasie ka¿dego cyklu wystêpuje jednoczesne oddzia³ywanie korozji i tarcia, zaœ cykle s¹ rozdzielone przerwami i oddzia³ywaniem œrodowiska korozyjnego. Wielokrotnoœæ cykli mo¿e byæ dowolna, sugeruje siê jednak, aby nie by³o

5-2003

TRIBOLOGIA

275

ich wiêcej ni¿ kilkanaœcie. Ich ostateczna liczba jest uzale¿niona od budowy strukturalnej pracuj¹cych warstw powierzchniowych (ró¿nych stref i ich liczby), a œciœlej - od jednorodnoœci strukturalnej materia³u próbki. Wiêksza ró¿norodnoœæ strukturalna i wiêksza g³êbokoœæ zalegania odmiennych struktur wymaga wiêkszej liczby cykli badañ. Próbki do badañ mog¹ nie odbiegaæ od stosowanych w metodzie A. Parametry badañ mog¹ byæ ró¿ne, ale powinny byæ takie same we wszystkich cyklach nara¿eñ. Czasy oddzia³ywania korozyjnego - ró¿ne, czasy badañ tribologicznych -równie¿. Badania te symuluj¹ okresow¹ wspó³pracê tarciow¹ elementów czêœciowo skorodowanych, wystêpuj¹c¹ w materia³ach wêz³ów tribologicznych okresowego dzia³ania. Przy tym okresem mo¿e byæ rok, miesi¹c, dzieñ, kilka godzin lub minut Niejednoczesne badania cykliczne dobrze symuluj¹ pracê maszyn rolniczych lub maszyn przemys³u rolno-spo¿ywczego, które na ogó³ pracuj¹ okresowo: d³ugi czas korozji - krótki czas zu¿ycia tribologicznego (np. kampania ¿niwna, kampania buraczana), podobnie jak maszyny budowlane lub drogowe pracuj¹ce zwykle w dzieñ. Jednoczesne badania cykliczne symuluj¹ pracê wêz³ów tarcia w maszynach górniczych, w niektórych budowlanych, niektórych obrabiarkach, elementach ciernych uk³adów hamulcowych, sprzêgie³, zabieraków pr¹dowych itp. Ci¹g³e (metoda C), w których próbka jest jednoczeœnie poddawana nara¿eniom tribologicznym i korozyjnym. Powinno siê stosowaæ próbki typowe dla badañ tribologicznych. Intensywnoœæ nara¿eñ mo¿e byæ ró¿na, ale zwykle jednakowa w czasie jednej d³ugotrwa³ej próby. Zwykle intensywnoœæ nara¿eñ korozyjnych jest niezbyt wysoka i maksymalnie zbli¿ona do wartoœci nara¿eñ rzeczywistych wystêpuj¹cych podczas eksploatacji. Badania te symuluj¹ najczêœciej wystêpuj¹ce przypadki nara¿eñ eksploatacyjnych czêœci maszyn i narzêdzi w tarciowych wêz³ach œlizgowych i skrawaniowych. W zakresie tak zdefiniowanych badañ tribokorozji ci¹gle odczuwalny jest niedostatek danych eksperymentalnych. [L. 2, 3, 4, 5]. Tê lukê stara siê po czêœci wype³niæ prezentowana praca. MATERIA£Y I METODYKA BADAÑ W laboratoryjnych próbach odpornoœci tribokorozyjnych materia³ów zastosowano zró¿nicowane uk³ady tr¹ce. Dla okreœlonych systemów tr¹cych wybrano nastêpuj¹ce materia³y: – uk³ad tarcia czo³owego typu: p³ytka-pierœcieñ stanowi³y; p³ytka o wymiarach φ30×5 mm, wykonana ze stali 45 chromowanej dyfuzyjnie

276

TRIBOLOGIA

5-2003

lub azotowanej dyfuzyjnie i pierœcieñ z p³ask¹ powierzchni¹ robocz¹ o wymiarach φ15/13 mm, wykonany ze stali 45 obrobionej cieplnie do twardoœci ok. 57 HRC, – uk³ad tr¹cy typu: kr¹¿ek-p³ytka wykonany; kr¹¿ek – φ40×10 mm ze stali 40H ulepszonej do twardoœci 35 HRC wzglêdnie chromowanej lub azotowanej dyfuzyjnie i p³ytka 30x10x4 mm ze stali 40HM ulepszanej do twardoœci 38 HRC lub chromowanej lub azotowanej dyfuzyjnie. Przy badaniach tribokorozji zastosowano nastêpuj¹c¹ metodykê badawcz¹: Metoda A. Próby tarcia poprzedzone intensywnym dzia³aniem czynnika korozyjnego. Metodyka próby, opisana szerzej w pracy [6], obejmowa³a: – poddanie próbek procesowi poprzedzaj¹cej korozji w komorze solnej (5% roztwór wodny NaCl, temperatura 35°C) w czasie 48 h;

próby tarcia czo³owego z zastosowaniem maszyny typu I-47-K-54 przy nastêpuj¹cych parametrach:

– – – – – –

œrednia prêdkoœæ tarcia, v = 0,42 m/s, sta³y nacisk jednostkowy, p = 5 MPa, czas próby t = 16 h, œrodek ch³odz¹co-smaruj¹cy, woda + Emulkol EKO, obj. 10:1, œrodek œcierny - elektrokorund, frakcja ziarn 120/99 mm, sposób pomiaru zu¿ycia - profilografometryczny pomiar zu¿ycia liniowego z dok³adnoœci¹ l mm, w odstêpach czasu l h. Metoda C. Próby tarcia w warunkach sta³ego kontaktu powierzchni tr¹cej z czynnikiem korozyjnym wykonano na maszynie typu A-135 Amslera, przyjmuj¹c nastêpuj¹ce parametry: prêdkoœæ obrotowa kr¹¿kowej przeciwpróbki, n = 200 obr./min, œrednia prêdkoœæ tarcia, v = 0,42 m/s, obci¹¿enie uk³adu tr¹cego, P = 25 daN, czas tarcia, t = ok. 2 h, œrodek korozyjny – 50% roztwór wodny soli fizjologicznej podawany kroplowo z wydatkiem – 60 kropli/min, sposób pomiaru zu¿ycia – mikroskopowy pomiar zu¿ycia liniowego, z dok³adnoœci¹ 5 µm, w odstêpach czasu – 0,5 h. WYNIKI BADAÑ I ICH ANALIZA

Wyniki badañ ³¹cznego oddzia³ywania tarcia i korozji ilustruj¹ wykresy przebiegu zu¿ycia liniowego w funkcji czasu zamieszczone na Rys. 3 i 4. W Tabeli l zestawiono podstawowe wskaŸniki charakteryzuj¹ce próbê, tj.

5-2003

TRIBOLOGIA

277

ca³kowite zu¿ycie liniowe próbki, intensywnoœæ zu¿ycia liniowego, wskaŸnik odpornoœci na zu¿ycie oraz wspó³czynnik tarcia. Wykresy przedstawione na Rys. 3 i dotycz¹ wyników prób tarcia poprzedzonych intensywnym dzia³aniem czynnika korozyjnego (metoda A), zaœ widoczne na Rys. 4 – próby tarcia w warunkach sta³ego kontaktu powierzchni tr¹cych z czynnikiem korozyjnym (metoda C).

P³ytka stal 45 Pierœcieñ - ulepszona chromowana dyfuzyjnie stal 45

A

0,000 1143 9

–

0,000 1200 8

–

Wspó³czynnik tarcia µ

0,014

Odpornoœæ na zu¿ycie Rlp [h/mm]

przeciwpróbki

Intensywnoœæ zu¿ycia liniowego llp [mm/h]

próbki

Ca³kowite zu¿ycie liniowe próbki Zlp [mm]

Badany materia³

Metoda badañ

Tabela 1. Wyniki badañ tribokorozji Table l. Results of tribocorrosion investigations

P³ytka - stal Pierœcieñ - ulepszona 45 azotowana dyfuzyjnie stal 45

A

0,010

P³ytka – ulepszona stal 40HM

C

0,220

0,15

6,8

0,28

0,024

0,024 41,7

0,18

0,172

0,069 14,5

0,28

Kr¹¿ek – ulepszona stal 40H

P³ytka – stal 40HM Kr¹¿ek – stal 40H chromowana dyfuzyjnie chromowana dyfuzyjnie P³ytka – stal 40HM azotowana dyfuzyjnie

Kr¹¿ek – stal 40H azotowana dyfuzyjnie

C

C

Charakterystyki tribologiczne podane na Rys. 3 dotycz¹ wspó³pracy, przy tarciu czo³owym, stali 45 chromowanej lub azotowanej dyfuzyjnie ze stal¹ 45 ulepszon¹ cieplnie. Wspó³pracê tê poprzedzi³o oddzia³ywanie czynnika korozyjnego na materia³y próbek, tzn. stal 45 chromowan¹ oraz azotowan¹ dyfuzyjnie. Obserwacja efektu oddzia³ywania czynnika korozyjnego na próbkê chromowan¹ pozwoli³a stwierdziæ, ¿e w obszarze jej liczne, bardzo drobne, czarne punkty korozji rozmieszczone równomiernie na ca³ej powierzchni próbki, zajmuj¹ce oko³o 40% powierzchni ca³kowitej. Nato-

278

TRIBOLOGIA

5-2003

miast w przypadku próbki azotowanej korozja wyst¹pi³a na krawêdziach próbki na ca³ym jej obwodzie. Ponadto wykryto dwa ogniska korozji, zajmuj¹ce ok. 2% powierzchni próbki. Wyniki prób tarcia czo³owego zilustrowane na Rys. 3, a tak¿e podane w Tab. l, wskazuj¹ na wysok¹ odpornoœæ na zu¿ycie warstwy chromowanej. Po okresie docierania, wynosz¹cym ok. 3 h, wykazuje ona bardzo ma³¹ intensywnoœæ zu¿ywania zwiêkszaj¹c¹ siê dopiero wraz z przechodzeniem procesu zu¿ywania w materia³ pod³o¿a, co nast¹pi³o po ok. 13 h procesu tarcia. Natomiast nieco mniejsz¹ odpornoœæ na zu¿ycie w tych warunkach wykaza³a warstwa azotowana.

Rys. 3. Przebieg zu¿ycia w funkcji czasu tarcia stali chromowanej (1) i azotowanej (2) dyfuzyjnie, poddanej procesowi korozji poprzedzaj¹cej (metoda A) Fig. 3. Run of wear vs. friction time-of diffusion chromised (1) and nitrided (2) steels, after previous corrosion process (A method)

Wykresy podane na Rys. 4 ilustruj¹ przebieg zu¿ycia materia³ów w warunkach ci¹g³ego doprowadzania czynnika korozyjnego do zespo³u tr¹cego. Wykresy te dotycz¹ wspó³pracy stali 40HM i 40H ulepszonych cieplnie oraz wspó³pracy tych samych stali po chromowaniu lub azotowaniu dyfuzyjnym. Z porównania wykresów zamieszczonych na Rys. 4 oraz danych zamieszczonych w Tab. l, wynika wyraŸnie najwy¿sza odpornoœæ na zu¿ycie, przy tarciu w obecnoœci œrodka korozyjnego, stali z warstw¹ chromowan¹. Równie¿ wspó³czynnik tarcia stali z warstw¹ dyfuzyjn¹ by³ najmniejszy. Trudno natomiast jest porównywaæ wyniki badañ uzyskane wed³ug zró¿nicowanych metod, tzn. metody A i C. Pomimo bowiem zastosowania podobnej prêdkoœci tarcia, tzn. 0,42 m/s, uk³ady tr¹ce obu stano-

5-2003

TRIBOLOGIA

279

wisk badawczych s¹ bardzo zró¿nicowane m.in. z uwagi na wywierane naciski jednostkowe. Uk³ad tarcia czo³owego zainstalowany na maszynie I-47-K-54 pracowa³ bowiem w warunkach styku roz³o¿onego, zaœ na maszynie A-135 Amslera – w warunkach styku skoncentrowanego.

Rys. 4. Przebieg zu¿ycia stali ulepszonej cieplnie (1) chromowanej (2) oraz azotowanej (3) dyfuzyjnie nara¿onej na ³¹czne oddzia³ywanie tarcia i korozji (metoda C) Fig. 4. Run of wear of toughened (1), diffusion chromised (2) and nitrided (3) steels subjected to the friction and corrusion action (C method)

Ró¿nice metodyczne zwi¹zane z przebiegiem próby tarcia s¹ na tyle istotne, i¿ praktycznie uniemo¿liwiaj¹ porównanie ³¹cznego oddzia³ywania tarcia i korozji. Z przegl¹du literaturowego i w³asnych doœwiadczeñ wynika jednak, i¿ w przysz³oœci nale¿y preferowaæ badania tarcia przy sta³ej obecnoœci czynnika korozyjnego, jako badania, które ³atwiej mo¿na weryfikowaæ próbami eksploatacyjnymi. PODSUMOWANIE Efektem metodycznych prac s¹ opracowane i opisane w referacie dwa sposoby badañ tribokorozji. Pierwszy z nich polega na prowadzeniu prób zu¿ycia w cyklu poprzedzonym jednorazowym oddzia³ywaniem czynnika

TRIBOLOGIA

280

5-2003

korozyjnego zaœ drugi - realizacji prób tarcia przy ci¹g³ej obecnoœci czynnika korozyjnego , wg opracowanych metod. Stale z wytworzon¹ dyfuzyjn¹ warstw¹ chromowan¹ wykaza³y najkorzystniejsze w³aœciwoœci tribokorozyjne. LITERATURA 1. 2. 3. 4. 5. 6.

Senatorski J.: Ocena w³asnoœci warstw dyfuzyjnych w warunkach nara¿eñ tribologiczno-korozyjnych “Tiribologia”, nr 3, 2001, s. 403-411. Senatorski J., Tacikowski J., Iwanów I.: Impregnowanie warstw azotowanych zwiêkszaj¹cych odpornoœæ na zu¿ycie przez tarcie i korozjê. “In¿ynieria Materialowa”, nr 6, 2000, s. 427-429. Denis R., Subramanian C., Yellup I.: Three body abrasive wear of composite coatings in dry and wet environments. Wear, 1998, t. 214, nr I. S. 112-130. Nadolny K., Zwierzycki W.: Ocena tribotechnicznych w³aœciwoœci wodnych roztworów sacharozy. “Tribologia” nr 3, 1997, s. 287-298. Kuksenova L., Lapteva V.: Medotika inspytanij materialov na iznosostojkost i antifrikcionnost pri smazyvanii wodoj s abrazivom i solju. Sprawozdanie z pracy IMAS - Moskva, 1998. Boldok Z., Senatorski J., Iwanow J., Szczygie³ J.: Opracowanie metodyki badañ w³asnoœci wybranych technologicznych warstw wierzchnich w warunkach nara¿eñ korozyjnych i tribologicznych. Sprawozdanie z pracy IMP, zlec. nr 12.3.01.063.1, 1999. Recenzent: Janusz JANECKI

Summary Division proposal of the laboratory corrosion-tribological investigations is presented. According to this proposal investigations are divided into two groups: separate corrosion and tribological testing and joint corrosion-tribological testing. In this second group two investigation methods are to distinguish: simultaneous and non-simultaneous ones. According to the frequency of hazards occurrence the non-simultaneous investigations can be divided into single, cyclic and contentions testing. In this paper the results of investigations, after elaborated methods, of toughened steels and steels with formed chromium diffusion layers nitrided diffusion layers are presented.