Трение при контактном взаимодействии поверхностей в условиях гидростатического давления
ТВЕРСКОЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ
На правах рукописи
УДК 621.891
Стрельников Юрий Алексеевич
ТРЕНИЕ ПРИ КОНТАКТНОМ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ ПОВЕРХНОСТЕЙ В УСЛОВИЯХ ГИДРОСТАТИЧЕСКОГО ДАВЛЕНИЯ
Специальность 05.02.04 - Трение и износ в машинах
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Тверь 2010
Работа выполнена в Тверском государственном техническом университете.
Научный руководитель – доктор технических наук, профессор БОЛОТОВ А.Н.
Официальные оппоненты:
- доктор технических наук, профессор ЛУКЬЯНЧИКОВ А.Н.
- кандидат технических наук КУРАПОВ П.А.
Ведущая организация - ЗАО НО «Тверской институт вагоностроения»
Защита диссертации состоится «__» __________ 2010 г., в____часов на
заседании диссертационного совета Д212.262.02 Тверского государственного технического университета по адресу: 170026, г. Тверь, наб. Афанасия Никитина, 22.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке университета.
Автореферат разослан «___»__________2010 г.
Ученый секретарь диссертационного совета
кандидат технических наук, доцент В.И. Гультяев
Актуальность работы. В условиях рыночной экономики основным фактором развития приборостроения для исследования недр земной коры и мантии является конкурентоспособность выпускаемой продукции. Важным при этом ставится вопрос о надежности и долговечности приборов и механизмов, эксплуатируемых в тяжелых условиях. В данном случае под тяжелыми условиями подразумевается статические и динамические нагрузки, воздействие высокого гидростатического давления (ВГД), температуры, агрессивной среды, наличие абразивных включений.
Большинство приборов для исследования нефтяных и газовых скважин работает в тяжелых условиях, подвергаясь статическим и динамическим нагрузкам, воздействию высокой температуры (до 200°С), гидростатического давления (до 140МПа и выше), интенсивному изнашиванию часто в сочетании с коррозией. Комплексное воздействие различных факторов приводит к тому, что сроки службы основных деталей приборов и механизмов снижаются.
В близких условиях работают механизмы химических аппаратов высокого давления для получения новых материалов.
В технической океанологии имеется область, связанная с устройствами и механизмами, которые выполняют различные виды работ в условиях глубоководного внешнего давления. К этой области относятся проекты с разработкой полезных ископаемых на дне океана, с использованием подводных аппаратов и роботов различного назначения, в том числе при аварийно- спасательных и экологических работах.
Для разнообразных пар трения, работающих в обычных условиях, достаточно подробно изучены процессы трения и изнашивания, имеются инженерные расчеты с учетом параметров в той или иной мере влияющих на процессы трения. Однако, особенности работы геофизического, глубоководного оборудования и химической аппаратуры вызывают необходимость изучения трибологических характеристик в условиях высокого гидростатического давления и повышенной температуры.
В решении этой проблемы одна из основных задач заключается в исследовании факторов, определяющих трение при высоком гидростатическом давлении, выявление закономерностей, характеризующих процесс трения, и построение на этой основе модели фрикционного взаимодействия.
Известные трибологические сведения при указанных условиях скудны и неполны, их зачастую трудно использовать при проектировании силовой техники и прогнозировании работоспособности существующих узлов.
Цель работы. Экспериментальное исследование процессов фрикционного взаимодействия, происходящих при действии гидростатического давления в различных жидкостях, создание на этой основе инженерной методики расчета коэффициента трения контактирующих поверхностей при высоком гидростатическом давлении.
Задачи работы.
1. Разработать экспериментальное и методическое обеспечение для проведения исследований зависимостей составляющих коэффициента трения от гидростатического давления (ГД).
2. Изучить влияние гидростатического давления на деформационную составляющую коэффициента трения.
3. Установить влияние ГД на адгезионные характеристики фрикционных пар, применяемых в геофизических приборах.
4. Разработать инженерную методику расчета коэффициента трения с учетом влияния повышенных гидростатических давлений.
Научная новизна.
1. Экспериментально подтверждено, что для расчета сил трения в условиях высокого гидростатического давления следует учитывать изменение адгезионных параметров фрикционного контакта, механических свойств материалов, а так же возрастающих контактных давлений.
2. Разработана и проверена на практике методика определения удельной силы трения фрикционных пар геофизической аппаратуры при действии гидростатического давления до 140 МПа.
3. Изучена зависимость удельной силы трения от фактического давления для ряда пар трения, применяемых в геофизических приборах в условиях ГД. Установлено, что при возрастании гидростатического давления:
а) для металлов адгезионная составляющая коэффициента трения снижается до 2 и более раз в различных жидкостях. Уменьшение происходит за счет фрикционного параметра 0. Параметр изменяется слабо для металлических материалов, а для полиамида ПА-6 существенно. Предположительно, это связано с изменением свойств граничного смазочного слоя из-за влияния гидростатического давления на адсорбционные процессы.
б) деформационная составляющая коэффициента трения при пластическом контакте нелинейно растет на 10-25% от дополнительной нагрузки, возникающей от действия ГД на фактическую площадь контакта. Влияние ГД тем меньше, чем выше модуль упругости и твердость материала.
4. Для расчета деформационной составляющей коэффициента трения предложена и экспериментально подтверждена для некоторых материалов формула изменения твердости от гидростатического давления.
5. Разработана методика расчета коэффициента трения, учитывающая установленные в работе закономерности влияния ГД на фрикционное взаимодействие.
Практическая полезность.
1. Сконструирована, изготовлена и проверена на практике установка УСГ-2008, позволяющая определять удельную силу трения и фрикционные параметры материалов на модели шероховатой поверхности, при действии гидростатического давления до 140 МПа и температуры до 200° С. Установка необходима для изучения свойств новых конструкционных материалов в данных условиях.
2. На основании проведенных исследований разработана инженерная методика расчета адгезионной составляющей коэффициента трения, учитывающая влияние гидростатического давления. Достоверность расчетов по предложенной методике подтверждена экспериментально.
3. Экспериментально определены фрикционные характеристики материалов, из которых изготавливаются узлы трения геофизической аппаратуры, при работе в водной и в масляной среде под действием гидростатического давления.
4. На основании выполненных исследований разработана новая методика определения фактической площади контакта реальных поверхностей, которая может использоваться как для расчета сил трения, так и для расчета герметичности стыков, жесткости контакта и т.д. Новизна методики подтверждена патентом на изобретение №2397442.
5. Результаты исследований нашли применение в ООО «Нефтегазгеофизика» при расчете различных узлов трения геофизических приборов 4СКП, СГП-76 и ЛПТГГК-1Т-К.
Апробация работы. Основные положения работы были доложены, обсуждены и одобрены:
- на научно-технической конференции «Проблемы качества машин и их конкурентоспособности», Брянск, 2008 г.;
- на семинаре профессорско-преподавательского состава кафедры «Физики» Тверского государственного технического университета, 2010 г.;
- в ведущей организации ЗАО НО «Тверской институт вагоностроения»;
- на научно-техническом совете ООО «Нефтегазгеофизика»;
- на VI международной научно-практической конференции «Наука в информационном пространстве», Москва, 2010г.
Публикации. Основные результаты исследований опубликованы в восьми статьях, в том числе в журнале, рекомендованном ВАК.
Структура работы.
Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, выводов по работе, списка литературы и приложений. Полный объем диссертации вместе с иллюстрациями составляет 154 страницы, включая 45 рисунков и 20 таблиц. Список литературы содержит 90 наименований.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность выбранной темы, поставлена цель и сформулированы задачи исследования процессов трения в условиях ВГД.
В первой главе для рационального выбора подходов к решению поставленных задач, рассмотрены современные представления о природе внешнего трения, а так же отражены достигнутые результаты в понимании процессов трения при повышенном гидростатическом давлении (ГД).
Первые фундаментальные исследования на трение металлических материалов в условиях высокого и сверхвысокого всестороннего давления провел P.W. Bridgman. Эти исследования легли в основу предложенной и развитой И.В. Крагельским гипотезы о биноминальной зависимости удельной силы трения. Изучением особенностей трения различных материалов и влиянием на трение граничных смазочных слоев P.W. Bridgman не занимался.
В ряде работ для моделирования условий ГД применялся метод всестороннего сжатия (В.В. Лаврентьев) и метод тонких пленок (Б.В. Дерягин). Исследования, как правило, проводились на полимерных материалах и в основном подтвердили биноминальную зависимость удельной силы трения. Однако, данные методы не лишены недостатков: сложно проводить исследования в условиях применения смазочных материалов; нет возможности отдельно варьировать величину давления сжатия и давления на контакте; распределение напряжений в материале трения не полностью и не всегда соответствует условиям при ГД.
В главе приведены результаты исследований трения в условиях близких к бурению глубоких скважин. Рассмотрено влияние на трение гидростатического давления различных по составу буровых растворов и промывочных жидкостей. Результаты исследований носят прикладной характер, и систематизировать их для получения каких либо закономерностей о влияния ГД на трение очень затруднительно.
Учитывая связь внешнего трения с механическими и физико-химическими свойствами материалов, приведены сведения о характере изменения этих свойств в широком диапазоне ГД. В области физики и химии высоких давлений достигнуты впечатляющие результаты, и необходимости проведения дополнительных исследований нет, за исключением определения сугубо технических характеристик, например, твердости материалов.
Таким образом, результаты анализа трибологической литературы показали, что исследования трения при высоком ГД проводились в ограниченном объеме. Исследования не носили системный и комплексный характер и полученных данных недостаточно для обобщенного описания внешнего трения в условиях ГД.
Вторая глава посвящена разработке экспериментального оборудования и методического обеспечения для проведения исследований зависимости составляющих коэффициента трения от гидростатического давления.
В основу расчета коэффициента внешнего трения при ВГД положена молекулярно-механическая теория, развитая И.В. Крагельским и Н.М. Михиным. Она заключается в том, что в начале определяются силы трения единичной сферической микронеровности, а затем производится результирующее суммирование сил на множественном контакте шероховатой поверхности.
Рассмотрено влияние ГД на составляющие коэффициента трения без учета действия температуры и скоростных характеристик для различных материалов.
В соответствии с молекулярно-механической теорией внешнего трения при контактировании твердого сферического индентора с упругим полупространством коэффициент трения складывается из двух составляющих: деформационной и молекулярной. Коэффициент трения для упругого контакта можно определить по формуле Крагельского – Михина:
, (1)
где о – прочность при срезе молекулярных связей при отсутствии нормальных давлений; – коэффициент, характеризующий увеличение прочности при срезе молекулярных связей с ростом нормального давления; R – радиус единичной микронеровности; N– нормальная нагрузка; Е – модуль упругости; – коэффициент Пуассона; г – приведенный коэффициент гистерезисных потерь.
Для полимеров при действии ГД происходит значительное изменение модуля упругости, предела прочности, твердости, поэтому в формуле (1) для расчета коэффициента трения необходимо это учитывать в данных условиях.
Для металлических поверхностей в рассматриваемом диапазоне давлений (до 140 МПа) изменением модуля упругости и коэффициента Пуассона можно пренебречь.
Из-за отсутствия сведений об адгезионных параметрах о и при повышенных давлениях для полимеров и металлов, их зависимость от гидростатического давления необходимо исследовать экспериментально.
При действии ГД на сферический индентор увеличивается нормальная нагрузка. Нормальная нагрузка N складывается из внешней нагрузки N’ и дополнительной нагрузки N”, которая возникает от действия ГД на фактическую площадь контакта N” =P·Аr. Тогда получаем,
,
где Р – гидростатическое давление; Аr – фактическая площадь контакта.
Изменение нормальной нагрузки для различных материалов при расчете коэффициента трения следует также учитывать.
Применительно к рассматриваемому случаю, реакция контактирующей микронеровности определяется с использованием теории Герца:
,
Неизвестная величина внедрения h рассчитывается из уравнения равновесия с учетом действия гидростатического давления на фактическую площадь контакта микронеровности
, (2)
где – эмпирический коэффициент.
Для упругого контакта и сферического индентора принимается коэффициент 0,5. После преобразований уравнения (2) и исключения членов третьего порядка малости получаем формулу зависимости глубины внедрения при упругом контакте от гидростатического давления
.
Для пластического контакта коэффициент трения для единичной сферической шероховатости определяется по формуле Крагельского - Михина
, (3)
где НВ – твердость материала.
Значения о и для пластического контакта, а также изменения твердости материала в зависимости от гидростатического давления необходимо определить экспериментально.
Площадь контакта определяется давлением текучести единичного выступа: 
. (4)
Формула широко применяется в расчетах, при этом Рr считается равным твердости НВ.
Заменяя нормальную нагрузку в формуле (4) с учетом действия дополнительной силы, возникающей от действия ГД на фактическую площадь контакта, и выражая фактическую площадь контакта АrД, получаем:
. (5)
Формула справедлива в исследуемом диапазоне ГД.
Из выше сказанного следует, что для расчета коэффициента трения при действии гидростатического давления необходимо знать адгезионные параметры о, и зависимость твердости от ГД.
Для определения удельной сдвиговой прочности молекулярных связей и твердости при действии ВГД была спроектирована и изготовлена установка УСГ-2008, общий вид которой изображен на рисунке 1.
Рис. 1 Общий вид установки УСГ-2008
Технические данные установки УСГ-2008
Нормальная сила, Н.................................................... 400... I0000
Максимальное гидростатическое давление, МПа …………. 140
Точность определения адгезионной составляющей
удельной силы трения, %............................................ не менее 5
Точность определения фактического давления, %.................. 2
Точность определения температуры, %................................ 0,05
Максимальная температура в камере, С ………………….. 200
В основу определения удельной силы трения при пластической деформации и действии гидростатического давления был положен метод вдавливания конусов, предложенный И.В. Крагельским, М.Н. Добычиным и В.С. Комбаловым. Образец сжимается между двумя твердыми коническими инденторами и поворачивается под нагрузкой относительно оси симметрии. Трение исследуют при вдавливании конусов с различными углами при вершине из твердого сплава ВК6 в образец с отверстием. Отверстие гарантирует центрирование конусов и снижает неравномерность распределения нормального давления. В нашем случае использованы в качестве образцов материалы пары трения и конус из более твердого материала вдавливается в образец с отверстием, как было предложено в работе В.В. Измайлова и М.С. Куровой.
Принципиальная схема установки УСГ-2008 показана на рисунке 2.
Установка (рис. 2) состоит из камеры высокого давления 3, корпуса 4 и втулки 5. Корпус 4 и втулка 5 поджимаются гайками 6 и 7. Внутри камеры располагается поворотный узел 8. Давление в камере создается штоком 9 при помощи гайки 10 и контролируется датчиком давления, установленным в камере. В камере также находится датчик температуры, нагревательный элемент и предохранительный клапан давления (на схеме не показаны). Поршень 11 с коническим образцом вдавливается в образец с отверстием при помощи винта 12 и гайки 13.
Рис. 2 Схема принципиальная установки УСГ-2008
Приложенная сила контролируется динамометром 14 (ДОСМ -10000Н) и при эксперименте поддерживается постоянной. Максимальная сила при повороте измеряется датчиком 15 (UU-K100) и фиксируется цифровым индикатором DN-10W (на схеме не показан). Вся конструкция закреплена между 4-мя стяжками и распорными втулками на основании 1. При помощи двигателя (поз. 16), который установлен на кронштейне 2, осуществляется поворот одного образца относительно другого.
После измерения значения силы, необходимой для вращения образца, и площади отпечатка, по заданным величинам нормальной нагрузки определяются значения средних касательных напряжений, обусловленных межмолекулярным взаимодействием, и рассчитывается молекулярная составляющая коэффициента трения.
Площадь отпечатка принимается равной фактической площади контакта.
Все эксперименты проводятся при пластических деформациях в зоне контакта. Упругое восстановление материала не учитывается, т.к. по экспериментальным данным оно незначительно (2 - 6% от начального).
Скорость вращения образцов во всех экспериментах постоянная и составляет 3,5 об/мин.
Максимальная сила, вызывающая вращение Fвр., определяется при помощи датчика UU-K100 (или другого датчика) в режиме пиковой нагрузки и её максимальное значение фиксируется цифровым индикатором DN-10W. Отсчет Fвр. берется в начальный момент движения, когда разрушаются молекулярные связи в "третьем теле" и сила имеет максимальное значение. Проводятся измерения Fвр 5-6 раз. Нормальная нагрузка при экспериментах поддерживается постоянной.
При условии, что шероховатость конического образца Ra 0,04-0,08 мкм, то деформационной составляющей микроконтактов следует пренебречь.
Сила вращения Fвр. зависит от разрыва адгезионных связей, сил трения в подшипниках и уплотнении. Как показали практические эксперименты, сила трения в подшипниках не превышает 1% при нагрузках до 7500 Н, поэтому ею можно пренебречь. Силы трения в уплотнениях при вращении и перемещении определяются экспериментально при калибровке установки.
Нормальная нагрузка измеряется динамометром ДОСМ-10000Н с точностью 0,2%.
После испытаний полученный отпечаток измеряется на микроскопе УИМ-21 в 8-ми сечениях или на других приборах соответствующей точности. Находится среднее значение. Определяется фактическая площадь контакта.
Давление в камере и температура поддерживаются постоянными и фиксируются соответствующими датчиками.
Для исследования влияния ГД на адгезионные характеристики и на твердость материалов использовались образцы из сплава Д16, стали 40Х13 и бронзы БрАЖН 10-4-4.
Образцы подвергались следующей термической обработке:
- сплав Д16 - отжиг 380… 410 °С, выдержка 20 минут, охлаждение с печью;
- сталь 40Х13 - закалка 930… 950 °С, масло, отпуск 620…640 °С;
- конические образцы сталь 40Х13 - закалка 930… 950 °С, масло, отпуск 560…580 °С;
- бронза БрАЖН 10-4-4 – вакуумный отжиг 740±10°С, выдержка 2 часа, охлаждение с печью.
Перед испытаниями твердость каждого образца измерялась в нормальных условиях по методу Бринелля на приборе модель AT130DR-N, производства фирмы ERNST SA (Швейцария). На каждом образце измерение проводилось три раза, в расчетах принимали среднее значение. Образцы сортировались, так чтобы разброс твердости не превышал 3-5%.
После термической обработки твердость образцов в нормальных условиях составила: сплав Д16 - 560…590 НВ5; сталь 40Х13 - 2390…2440 НВ; конические образцы сталь 40Х13 28,3…29,13 НRC; бронза БрАЖН 10-4-4 - 2060…2150 НВ.
Для полимеров после снятия нормальной нагрузки происходит значительное упругое восстановление, поэтому площадь фактического контакта и площадь отпечатка существенно отличаются.
Для определения упругого восстановления для полиамида ПА-6 использовался «метод краски». Контактирующая коническая поверхность стального образца обезжиривается ацетоном и закрашивается черным маркером в один слой. Затем окрашенный образец вдавливается в полиамид при определенной нагрузке и выдерживается 5минут. Время фиксируется по секундомеру. После взаимодействия и снятия нагрузки измеряется на микроскопе УИМ-21 фактический поясок на стальном образце и размеры отпечатка на полимере. Определяется фактическая площадь контакта на стальном образце и площадь пояска на полиамиде. По отношению площадей при разных нагрузках можно судить об упругом восстановлении полимера и в дальнейшем использовать полученные данные в расчетах. Аналогичные эксперименты были проведены при действии гидростатического давления.
После уточнения упругого восстановления полиамида ПА-6 при разных условиях, на установке УСГ-2008 определяем адгезионные характеристики при действии гидростатического давления и без него.
Образец под нагрузкой выдерживается в течение 5 минут. За счет ползучести полимера нагрузка уменьшается. Перед поворотом регистрируется фактическая нагрузка по динамометру ДОСМ -10000Н и поворачивается образец из полиамида. Максимальная сила при повороте измеряется датчиком UU-K100 и фиксируется цифровым индикатором DN-10W. Затем, образец нагружается до первоначальной нагрузки. Далее по выше приведенной схеме производится поворот образца ещё два раза и фиксируется максимальная сила при повороте.
Измеряется отпечаток, рассчитывается его площадь и с учетом упругого восстановления определяется фактическая площадь контакта. Далее находим значения фактического давления Рr и удельной силы трения.
На основании полученных расчетных данных удельной силы трения и фактического давления Рr строятся графики зависимости (Рr). Дальнейшая математическая обработка результатов состоит в определении параметров о и. По полученным точкам эксперимента проводится прямая (по методу наименьших квадратов). В нашем случае аппроксимация экспериментальных данных линейной зависимостью по методу наименьших квадратов дает более высокий коэффициент корреляции. Значение о определяется путем интерполяции при фактическом давлении Рr=0 или по уравнению получаемых прямых. Пьезокоэффициент рассчитывается как тангенс угла наклона прямой.
В третьей главе изложены результаты исследования деформационной составляющей коэффициента трения в зависимости от гидростатического давления и температуры.
Для расчета коэффициента трения при пластическом контакте, а также для расчета предельных нагрузок необходимо знать изменение твердости при воздействии гидростатического давления и температуры.
Для проведения экспериментов по измерению твердости материалов от внешних факторов была доработана установка УСГ-2008 (см. главу 2).
Перед испытаниями установка тарировалась при давлении и температуре. Эксперименты проводились при гидростатическом давлении до 140 МПа и температуре до 200°С.
При исследовании влияния гидростатического давления и температуры на твердость материалов использованы образцы из сплава Д16, стали 40Х13 и бронзы БрАЖН 10-4-4 (см. главу 2).
В качестве индентора был взят шарик диаметром 5 мм по ГОСТ 3722-81 из стали ШХ-15, закрепленный в специальной оправке.
Для стали 40Х13 и бронзы БрАЖН 10-4-4 регламентированная нагрузка - 7355 Н, для сплава Д16 регламентированная нагрузка - 1226 Н.
Торцевая поверхность образцов обрабатывается шлифованием для получения шероховатости согласно ГОСТ 9012-59. Образец устанавливается в камеру. Камера заполняется дистиллированной водой, и создается гидростатическое давление. После выдержки в образец внедряется сферический индентор при регламентированной нагрузке и выдерживается в течение 15-30 секунд.
Измерение отпечатков выполнено на инструментальном микроскопе УИМ-21 в 4-х сечениях. В расчетах принимаем среднее арифметическое значение.
Полученные зависимости твердости материалов от гидростатического давления представлены на рисунке 3.
Рис. 3 Изменение твердости различных материалов при действии ГД
На основании экспериментальных данных изменение твердости от ВГД предложено аппроксимировать функцией
, (6)
где HBР,Т – твердость при давлении Р и температуре Т; HB0,Т –твердость при атмосферном давлении и температуре Т; а – эмпирический коэффициент.
Вид функции выбран исходя из теории размерностей физических величин и с учетом характерных особенностей изменения твердости. Влияние гидростатического давления тем меньше, чем выше твердость материала. Это подтверждается практическими экспериментами.
Аппроксимация экспериментальных данных по квадратичной функции дает более высокий коэффициент корреляции в сравнении с линейной и экспоненциальной зависимостями.
Формула (6) согласуется с результатами В.А. Гладковского по измерению твердости стали при ВГД до 300 МПа.
Зависимость твердости от температуры описана формулой, предложенной В.В. Измайловым и А.Ф. Гусевым:
,
где HB0,Т – твердость при атмосферном давлении и температуре Т; HB0 – твердость при нормальной температуре и атмосферном давлении; т, 0 - гомологическая температура при температуре Т и нормальной температуре, К.
Формула (6) была проверена экспериментально на установке УСГ-2008.
Экспериментальные зависимости твердости исследуемых материалов от гидростатического давления и температуры имеют одинаковый характер. Для примера, на рисунке 4 представлена зависимость для сплава Д16.
Рис. 4 Изменение твердости сплава Д16 при действии гидростатического давления и температуры. Сплошная линия - рассчитана по формуле (6).
Расхождения между экспериментальными данными по определению твердости и вычисленными по формуле (6) не превышают 8-10%.
Исследования влияния ГД и температуры на деформационную составляющую коэффициента трения было выполнено на установке для испытаний скважинных приборов УИСП-ДТ 3,5 при помощи специального приспособления, которое показано на рисунке 5.
Рис. 5 Устройство для определения деформационной составляющей коэффициента трения при действии гидростатического давления и температуры.
1- корпус; 2- сжимающий узел; 3- пружина; 4 и 5 – образцы; 6-гайка.
По полученным данным построены зависимости деформационной составляющей коэффициента трения покоя. Деформационная составляющая рассчитана по формуле (3) при условии изменения твердости материалов в данных условиях и возрастании дополнительной нагрузки от действия гидростатического давления на фактическую площадь контакта (глава 2). Результаты представлены на рисунке 6, 7 и 8.
Рис.6 Изменение деформационной составляющей коэффициента трения покоя при температуре 20 °С от гидростатического давления. Внешняя нагрузка: 1 – 196 Н; 2 – 392 Н; 3 – 589 Н. Материал – Д16 560…590 НВ5.
Рис.7 Изменение деформационной составляющей коэффициента трения покоя от гидростатического давления при разных температурах: 1– 150 °С; 2 – 200 °С. Внешняя нагрузка -392 Н. Материал – Д16 560…590 НВ5.
Рис.8 Изменение деформационной составляющей коэффициента трения покоя от температуры и гидростатического давления: 1 – 20 С; 2 – 200 С. Внешняя нагрузка -1177 Н. Материал – сталь 40Х13 2390…2440 НВ.
Установлено, что в зависимости от исходной твердости, деформационная составляющая для металлов увеличивается в рассматриваемом диапазоне гидростатических давлений и температур на 10-25%.
В четвертой главе приведены результаты экспериментов по влиянию ГД на молекулярную составляющую сил трения в различных жидкостях для металлов и полиамида ПА-6.
Удельная сдвиговая прочность молекулярных связей при действии ГД определена на установке УСГ-2008.
Использовалась модель контакта, когда более жесткое твердое тело обладает гладкой поверхностью. В качестве индентора применялся конус, изготовленный из стали 40Х13, а в качестве образца отожженная бронза БрАЖН 10-4-4 с отверстием 6Н8 (глава 2). Образец и конус перед испытанием обезжиривались ацетоном и помещались в камеру давления установки УСГ-2008. Камера заполнялась жидкостью. В качестве среды, передающей давление, использовали дистиллированную воду и масло синтетическое углеводородное с комплексом высокоэффективных присадок ИПМ-10 (ТУ 38.101299-90). В камере создавалось гидростатическое давление, которое контролировалось по датчику, а затем производилось внедрение конического индентора.
При внедренном инденторе бронзовый образец поворачивался 5-6 раз (общий угол поворота не более 90 градусов). Изменение силы при повороте не превышало 5 - 14%. В расчетах принималось среднее арифметическое значение силы. Кроме того, на образцах для уменьшения контурного давления при нагрузках до 1500 Н применялся метод разгрузки: после приложения силы нагрузка уменьшалась в пределах 100-200 Н и производился поворот.
Испытания проводились при температуре в камере 18-21С.
По результатам полученных данных построены графики зависимости удельной силы трения от фактического давления при действии гидростатического давления жидкости, которые приведены на рисунке 9 и 10.
Рис.9 Зависимости удельной силы трения от фактического давления при действии гидростатического давления жидкости: —атмосферное давление; – – – под давлением 49 МПа; — – — под давлением 98 МПа. Жидкость – дистиллированная вода. Сталь 40Х13- бронза БрАЖН 10-4-4
Рис.10 Зависимости удельной силы трения от фактического давления при действии гидростатического давления жидкости: ——— атмосферное давление; — – — под давлением 98 МПа. Жидкость – масло ИПМ-10. Сталь 40Х13- бронза БрАЖН 10-4-4.
Расчетные кривые построены по методу наименьших квадратов. Отклонение опытных данных от расчетных не превысило 11% при коэффициенте корреляции 0,95.
Из графиков видно, что при действии гидростатического давления характер зависимостей подтверждает двучленный закон трения.
Согласно молекулярно-механической теории трения И.В. Крагельского, молекулярная составляющая коэффициента трения определяется по формуле
. (7)
Молекулярная составляющая коэффициента трения при действии ГД жидкости рассчитана по формуле (7) с полученными экспериментальными параметрами удельной силы трения. Графики зависимостей представлены на рисунке 11 и 12.
Рис.11 Зависимости молекулярной составляющей коэффициента трения от фактического давления при действии гидростатического давления жидкости: 1 – атмосферное давление; 2 – под давлением 49 МПа; 3 - под давлением 98 МПа. Жидкость – дистиллированная вода. Сталь 40Х13- бронза БрАЖН 10-4-4.
Рис.12 Зависимости молекулярной составляющей коэффициента трения от фактического давления при действии гидростатического давления жидкости: 1 – атмосферное давление; 2 - под давлением 98 МПа. Жидкость – масло ИПМ-10. Сталь 40Х13- бронза БрАЖН 10-4-4.
Из полученных результатов видно, что при действии гидростатического давления молекулярная составляющая коэффициента трения при малых фактических давлениях уменьшается до 2 раз и более. Уменьшение происходит за счет фрикционного параметра 0.
Поверхности, полученные после трения в масляной среде при атмосферном и гидростатическом давлении, были исследованы на сканирующем зондовом микроскопе СЗМ SOLVER Р47H. Фактическая нормальная нагрузка в экспериментах была 670 Н. Результаты сканирования поверхностей трения для пары трения сталь 40Х13-бронза БрАЖН 10-4-4 показаны на рисунке 13.
а) б)
Рис.13 Поверхности трения бронзы БрАЖН 10-4-4 без давления и при действии гидростатического давления
а) при атмосферном давлении в масле ИПМ-10; б) при давлении 98 МПа в масле ИПМ-10. Направление скольжения – по стрелке
Как видно из снимков, поверхность трения при гидростатическом давлении существенно отличается от поверхности при атмосферном давлении.
Для выяснения влияния гидростатического давления на адгезионные характеристики полимеров при трении были проведены эксперименты с полиамидом ПА-6 и сталью 40Х13.
Зависимости удельной силы трения от фактического давления при действии ГД жидкости и без него показаны на рисунке 14.
Рис.14 Зависимости удельной силы трения от фактического давления при действии ГД жидкости: ——— при атмосферном давлении; – – – при атмосферном давлении в масле ИПМ-10; — – — под давлением 120 МПа в масле ИПМ-10. Материалы образцов: сталь 40Х13 (28,3 …29,8 HRC) - полиамид ПА-6.
На рисунке 15 показана зависимость коэффициента трения, которая рассчитана по формуле (7) с полученными экспериментальными параметрами удельной силы трения.
Рис.15 Зависимости молекулярной составляющей коэффициента трения от фактического давления при действии ГД жидкости и без него для полиамида ПА-6.
1 —— при атмосферном давлении; 2 – – – при атмосферном давлении в масле ИПМ-10; 3 — – — под давлением 120 МПа в масле ИПМ-10.
По результатам экспериментальных данных получены адгезионные характеристики при действии гидростатического давления жидкости, которые приведены в таблице 1.
Таблица 1
Адгезионные характеристики материалов при действии гидростатического давления в различных средах
| Контактная пара | Давление в камере, МПа | 0, МПа | Среда | ||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| 1 | 40Х13 и БрАЖН 10-4-4 | 0,1 | 27,9 | 0,122 | Дистил. вода |
Продолжение таб.1
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| 2 | ______ // ______ | 49 | 25,1 | 0,119 | Дистил. вода |
| 3 | ______ // ______ | 98 | 11,7 | 0,117 | Дистил. вода |
| 4 | ______ // ______ | 0,1 | 29,8 | 0,104 | Масло ИПМ-10 |
| 5 | ______ // ______ | 98 | 2,1 | 0,112 | Масло ИПМ-10 |
| 6 | 40Х13 и ПА-6 | 0,1 | 2,16 | 0,064 | Воздух |
| 7 | ______ // ______ | 0,1 | 1,44 | 0,087 | Масло ИПМ-10 |
| 8 | ______ // ______ | 120 | 0,23 | 0,112 | Масло ИПМ-10 |
Зависимость удельной силы трения от гидростатического давления показана на рисунке 16.
Рис.16 Зависимости удельной силы трения от гидростатического давления при фактических давлениях Рr: 1- Pr=100 МПа; 2- Pr=300 МПа; 3- Pr=700 МПа. Материал пары – Бронза БрАЖН 10-4-4 2060…2150 НВ и сталь 40Х13 2390…2440 НВ МПа. Жидкость – дистиллированная вода.
Из рисунка 16 видно, что удельная сила трения при возрастании ГД уменьшается. Предположительно изменение удельной силы трения будет происходить до какого-то определенного значения.
Адгезионная модель трения, положенная в основу теории И.В. Крагельского и Н.М. Михина, предполагает, что среда, разделяющая трущиеся поверхности, представляется как «третье тело», обладающее вязкостью. Параметры о и зависят от скорости сдвига и энергии активации вязкого течения. Поэтому, в рамках рассматриваемой модели, следовало бы ожидать, что при повышении гидростатического давления адгезионные параметры, либо будут изменяться не существенно, либо синхронно из-за изменения толщины граничного слоя. Расхождение с результатами эксперимента можно объяснить следующим образом.
При повышении гидростатического давления изменяется динамика адсорбционных процессов, а так же пространственная конфигурация адсорбированных молекул перестраивается и создается более плотный слой. То есть, при повышении давления структура граничного слоя и его равновесные параметры становятся иными.
В пользу этого предположения свидетельствует следующий эксперимент. После определения силы трения, чтобы сохранить структуру граничного слоя при высоких давлениях, внешнюю сжимающую нагрузку не снимали, а давление сбрасывали до атмосферного и измеряли трение. Полученные значения были незначительно выше, но все же близки к значениям при исходном повышенном давлении.
Изменения адгезионных параметров трения от ГД могут быть вызваны условиями проведения опытов на трение. Так, при испытании на трение в условии повышенных давлений, вязкость среды исходно более высокая, и поэтому она хуже выдавливается из зазора контактирующих поверхностей. Временная зависимость силы трения между окончанием формирования трущихся поверхностей пластическим деформированием и началом сдвига в данных опытах не выявлена.
По результатам работы установлено, что при действии гидростатического давления фрикционные параметры 0 и изменяются. Удельная сдвиговая прочность молекулярных связей 0 - уменьшается. Параметр не значительно изменяется для металлических контактных пар.
Для полимера полиамида ПА-6 при действии гидростатического давления параметр 0 - уменьшается, а фрикционный параметр значительно увеличивается.
В пятой главе приведен инженерный метод расчета удельной силы трения, ее параметров при действии высокого гидростатического давления, даны практические рекомендации. Рассмотрены примеры расчета молекулярной составляющей коэффициента трения при действии гидростатического давления. Приведен пример расчета деформационной составляющей коэффициента трения при пластическом контакте с учетом изменения механических свойств под действием гидростатического давления и температуры.
Предложен оригинальный метод определения фактической площади контактирующих поверхностей. Суть метода заключается в следующем.
На образцах предварительно создается сжимающая нагрузка, которая контролируется по электромагнитному датчику. Сжатые образцы помещаются в камеру с неэлектропроводной жидкостью, в которой создается гидростатическое давление. Определяется величина силы взаимодействия между образцами по показанию электромагнитного датчика при действии гидростатического давления. Расчет фактической площади контакта взаимодействующих поверхностей определяется по формуле
,
где S – площадь фактического контакта взаимодействующих поверхностей; N1 – сжимающая нагрузка; N2 – нагрузка, зафиксированная при действии гидростатического давления; Р – величина гидростатического давления.
ОСНОВНЫЕ НАУЧНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ.
1. Сконструирована, изготовлена и проверена на практике установка УСГ-2008, позволяющая определять удельную силу трения и фрикционные параметры на модели контакта шероховатых поверхностей при действии всестороннего гидростатического давления до 140 МПа и температуры 200 °С.
2. Теоретически и экспериментально показано, что прямое и косвенное влияние гидростатического давления в исследуемом диапазоне может привести к изменению силы трения в узлах и механизмах на 50-100%, что может существенно сказаться на их надежности и работоспособности.
3. Экспериментально показано, что при действии гидростатического давления молекулярная составляющая трения описывается двухчленной зависимостью, предложенной И.В. Крагельским. Установлено, что при увеличении гидростатического давления фрикционный параметр 0 – уменьшается, а параметр изменяется незначительно для металлических контактных пар. Для контактной пары металл-полимер параметр 0 – уменьшается, а параметр значительно увеличивается.
4. Для прогнозирования влияния гидростатического давления на деформационную составляющую трения изучена зависимость твердости конструкционных материалов от давления. Показано, что при увеличении давления, в рассматриваемом диапазоне, твердость возрастает пропорционально давлению во второй степени и обратно пропорционально исходной твердости.
5. Совместное влияние температуры и гидростатического давления на механические свойства и фактическое давление на контакте приводит к тому, что в диапазоне температур до 200 С и давлений до 140 МПа деформационная составляющая коэффициента трения при пластическом контакте увеличивается на 10-25% в зависимости от механических свойств при нормальных условиях, причем изменение тем меньше, чем выше твердость материала.
6. Анализ особенностей структуры поверхности материалов на наноуровне показывает, что после трения при высоком гидростатическом давлении она отличается от поверхностей трения при атмосферном давлении. Это обстоятельство, а так же возможное изменение структуры граничных смазочных слоев, формируемых при повышенном давлении, приводит к снижению молекулярной составляющей коэффициента трения.
7. Разработана инженерная методика экспериментального определения удельной силы трения при действии гидростатического давления, которая необходима при создании перспективной техники для геофизических исследований земной коры и мантии.
8. Предложен оригинальный метод, позволяющий определять площадь фактического контакта реальных поверхностей, которая необходима при расчетах на трение и износ.
9. Результаты исследований нашли применение в ООО «Нефтегазгеофизика» при расчете различных узлов трения геофизических приборов 4СКП, СГП-76 и ЛПТГГК-1Т-К.
Список основных публикаций по теме диссертации
1. Болотов, А.Н. Установка для экспериментов и исследования трения в условиях всестороннего сжатия / А.Н. Болотов, Г.Б. Бурдо, Ю.А. Стрельников // Механика и физика процессов на поверхности и в контакте твердых тел и деталей технологического и энергетического оборудования: межвуз. сб. науч.тр. Тверь: ТГТУ, 2008. Вып. 1. С.60 - 63.
2. Стрельников Ю.А. Исследования трения в условиях всестороннего сжатия // Материалы VI международной научно-технической конференции «Проблемы качества машин и их конкурентоспособности». Брянск: БГТУ, 2008. С.68 - 71.
3.Стрельников, Ю.А. Анализ процессов трения в условиях всестороннего гидростатического давлении / Ю.А. Стрельников // Механика и физика процессов на поверхности и в контакте твердых тел, деталей технологического и энергетического оборудования: межвуз. сб. науч.тр. Тверь: ТГТУ, 2009. Вып. 2. С.79 - 84.
4.Стрельников, Ю.А. Влияние всестороннего гидростатического давления на внедрение сферического индентора / Ю.А. Стрельников // Механика и физика процессов на поверхности и в контакте твердых тел, деталей технологического и энергетического оборудования: межвуз. сб. науч.тр. Тверь: ТГТУ, 2010. Вып. 3. С.12 - 16.
5. Пат. №2397442 Российская Федерация «Способ определения фактической площади контактирующих поверхностей» / Ю.А. Стрельников, А.Н. Болотов, Г.Б. Бурдо; патентообладатель «Тверской государственный технический университет» 2009129670/28; заявл. 03.08.2009; опубл. 20.08.2010. Бюл. № 23.
6. Стрельников, Ю.А. Влияние всестороннего гидростатического давления на молекулярную составляющую сил трения/ Ю.А. Стрельников // Трение и смазка в машинах и механизмах. М.: Машиностроение. 2010. №7. С.38-43.
7. Стрельников, Ю.А. Изменение коэффициента трения при действии высокого гидростатического давления и температуры / Ю.А. Стрельников // Материалы VI международной научно-практической конференции « Наука в информационном пространстве». Днепропетровск, 2010. Т.1. С.90-92.
8. Болотов, А.Н., Влияние высокого гидростатического давления и температуры на коэффициент трения при пластическом контакте / А.Н. Болотов, Ю.А. Стрельников // Тез. докл. VII международного научного симпозиума «Проблемы прочности, пластичности и устойчивости в механике деформируемого тела». Тверь: ТГТУ, 2010. (Принято в печать).
Выражаю глубокую признательность д.т.н. Д.В. Белоконю и к.т.н. Г.Б. Бурдо за плодотворное обсуждение по практическому применению результатов диссертации.
